/
Author: Классен П.В. Гришаев И.Г. Шомин И.П.
Tags: химическая технология химическая промышленность издательство химия
ISBN: 5—7245—0203—8
Year: 1991
Text
П.НКпассен
И.Г Гришаев
И.П.шомин
ГРАНУЛИРОВАНИЕ
П.В.Классен
И.£Трчшшев
И.П.шомин
РАНУЛИРОВАНИЕ
МОСКВА
«ХИМИЯ»
1991
УДК 66.099.2
Рецензент: д-р техн, наук проф. В. И. Коновалов
П. В. Классен, И. Г. Гришаев, И. П. Шомин
Гранулирование.— М.: Химия, 1991. — 240 с.: ил.
ISBN 5—7245—0203—8
Изложены общие принципы гранулирования и его особенности для
методов окатывания, прессования и формования, кристаллизации на по-
верхности вещества и в инертной среде. Даны основы расчета кинетики
процесса гранулирования и аппаратуры для его осуществления. Впервые
рассмотрен процесс гранулирования, осложненный химическим взаимо-
действием, показаны взаимное влияние процессов, протекающих при гра-
нулировании, принцип выбора наиболее целесообразной схемы произ-
водства гранулированных продуктов. Изложены особенности классифи-
кации по размерам и дробления в зависимости от режимов гранулиро-
вания. Даны инженерные методики расчета процессов, рекомендации по
увеличению надежности грануляторов.
Для научных и инженерно-технических работников химической, пи-
щевой, фармацевтической, металлургической и других отраслей промыш-
ленности. Может быть полезна преподавателям и студентам старших
курсов соответствующих вузов и факультетов.
Научное издание
Классен Петр Владимирович, Гришаев Игорь Григорьевич,
Шомин Игорь Петрович
ГРАНУЛИРОВАНИЕ
Редактор М. В. Миникс
Художник Е. В. Бекетов
Художественный редактор К. К. Федоров
Технический редактор В. В. Лебедева
Корректор М. А. Ивлиева
ИБ № 2542
Сдано в наб. 11.11.90. Поди, к печ. 14.01.91. Формат бумаги бОХЭО’Ае. Бумага тип. № 2.
Гарнитура Литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 15,0. Усл. кр.-отт. 15,0. Уч.-изд. л.
16,83. Тираж 2800 экз. Заказ № 631. Цена 3 р. 90 к.
Ордена «Знак Почета» издательство «Химия»,
107076, Москва, Стромынка, 21. кори. 2
Московская типография № 11 Государственного комитета СССР по печати.
113105. Москва, Нагатинская ул., д. I.
2801000000—074
К 050(01)—91
74—91
© П. В. Классен, И. Г. Гришаев,
И. П. Шомин, 1991
ISBN 5—7245—0203—8
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ....................................................... 5
Введение.. ... ... .................... 7
Глава 1
Общие закономерности процессов гранулирования 11
1.1. Классификация методов гранулирования и особенности уплотнения
гранул.............................................................11
1.2. Силы межчастичного сцепления в гранулах.......................14
1.3. Свойства материалов как объектов гранулирования 17
Глава 2
Гранулирование окатыванием........................................ 33
2.1. Гранулирование в аппаратах барабанного и тарельчатого типов 33
2.1.1. Кинетика гранулообразования в аппаратах барабанного типа 34
2.1.2. Кинетика гранулообразования в тарельчатых грануляторах 42
2.2. Движение материала при окатывании........................... 45
2.3. Влияние параметров окатывания на качество продукта . . 50
2.4. Особенности гранулирования в турболопастном скоростном грану-
ляторе ............................................................52
2.5. Методика расчета..............................................55
Глава 3
Гранулирование прессованием и формованием..........................56
3.1. Уплотнение порошков при непрерывном прессовании .... 57
3.2. Аэродинамика уплотнения порошков..............................59
3.2.1. Определение минимальной скорости уплотнения .... 59
3.2.2. Определение максимальной скорости уплотнения ... 61
3.3. Влияние параметров прессования на качество плитки ... 69
3.4. Особенности получения гранул методами формования и экструзии 75
3.5. Методика расчета..............................................79
Глава 4
Гранулирование кристаллизацией на поверхности частиц .... 80
4.1. Процессы гранулирования в барабанном грануляторе-сушилке
(БГС)..............................................................80
4.2. Процессы гранулирования в псевдоожиженном слое ... 86
4.2.1. Механизм и кинетика гранулообразования...................86
4.2.2. Тепломассообмен..........................................91
4.2.3. Особенности гидродинамики............................... 96
4.2.4. Унос при гранулировании.................................106
4.2.5. Методика расчета........................................110
4.3. Процессы гранулирования в фонтанирующем слое.................111
4.3.1. Особенности гидродинамики...............................111
4.3.2. Теплообмен . 114
.Глава 5
Гранулирование диспергированных расплавов во встречном потоке воз-
духа .............................................................116
5.1. Распад струй и образование капель............................117
5.2. Особенности движения гранул в грануляционной башне 119
5.3. Изменение структуры гранул во время полета...................122
3
Глава 6
Химическое взаимодействие при гранулировании ... 12“
6.1. Пропускная способность барабанного аммонизатора .... 128
6.2. Истечение газа во вращающийся слой зернистого материала . . 131
6.3. Кинетика аммонизации гранул............................... 135
5.4. Кинетика поглощения жидкости гранулами.....................137
6.5. Расчет зоны аммонизации во вращающемся слое 138
Глава 7
Классификация по размерам при гранулировании ..... 140
7.1. Пневмоклассифпкация в псевдоожиженном слое . 140
7.2. Классификация на грохотах....................... . 142
Глава 8
Дробление при получении гранулированных продуктов . 147
8.1. Методы дробления.......................................... 147
8.2. Дробление в ударно-центробежных машинах . . . . 149
Глава 9
Аппаратурное оформление линий гранулирования .................. 153
9.1. Грануляторы окатывания . . 154
9.2. Граиуляторы-реакторы.......................................160
9.3. Скоростные грануляторы.....................................161
9.4. Барабанные грануляторы-сушилки.............................164
9.5. Грануляторы с псевдоожиженным и фонтанирующим слоями . 170
9.6. Разбрызгиватели и грануляционные башни.................... 179
9.7. Прессы, таблетмашины, экструдеры, формователи..............186
9.8. Опыт эксплуатации и направления совершенствования конструкций
грануляторов .................................................. 193
Глава 10
Гранулирование в системе процессов формирования качества продукции 196
10.1. Структура и эффективность функционирования системы получения
гранулированных продуктов........................................197
10.2. Сопоставление различных схем гранулирования, метод выбора
структуры и производительности линии.............................203
10.3. Пути повышения надежности линий гранулирования .... 208
Глава 11
Практическое использование процессов гранулирования .... 214
Приложение.......................................... . . . . 228
Библиографический список........................................233
ПРЕДИСЛОВИЕ
Гранулирование — это совокупность физических и физико-
химических процессов, обеспечивающих формирование частиц
определенного спектра размеров, формы, необходимой структу-
ры и физических свойств. Этот процесс — один из наиболее
многообразных и широко применяемых в химической, пищевой,
фармацевтической, металлургической и других отраслях про-
мышленности.
Гранулирование проводят с целью улучшения качества как
промежуточных, так и готовых продуктов. Показатели качест-
ва зависят от специфики продукта и его назначения. В общем
случае гранулирование позволяет существенно уменьшить склон-
ность продукта к слеживанию, а следовательно, упростить хра-
нение, транспортирование и дозирование; повысить сыпучесть
при одновременном устранении пылимости и тем самым улуч-
шить условия труда в сферах производства, обращения и ис-
пользования. Наряду с этим гранулирование открывает воз-
можность гомогенизировать смесь в отношении физико-химиче-
ских свойств; увеличивать поверхность тепломассообмена; регу-
лировать структуру гранул и связанные с ней свойства. Вое Это
способствует интенсификации процессов, в которых использу-
ются гранулированные продукты, повышению производитель-
ности труда и культуры производства.
Цели и способы гранулирования, их аппаратурное оформ-
ление, свойства сырья и продуктов, требования к качеству по-
следних настолько разнообразны, что не представляется воз-
можным без научной систематизации использовать результаты,
полученные в условиях, отличающихся от требуемых. Изучение
сущности, механизма и средств реализации разнообразных про-
цессов гранулирования входит в науку о процессах и аппара-
тах химической технологии и базируется на общих законах
физической химии, гидродинамики дисперсных материалов и
тепломассопереноса в капиллярно-пористых телах. Становле-
нию науки о процессах гранулирования предшествовала дли-
тельная стадия эмпирического развития техники и технологии
гранулированных материалов. Наиболее полно накопленные
данные обобщены в книге «Основы техники гранулирования»,
вышедшей в издательстве «Химия» в 1982 г.
В последнее десятилетие в ряде отечественных научных
школ активно проводились исследования, направленные на
познание физической сущности явлений, создание кинетических
моделей, разработку математического описания процессов гра-
нулирования, на их обобщение и систематизацию. Это позволи-
ло создать теорию отдельных методов гранулирования, выявить
взаимосвязь этого процесса с другими процессами конкретной
технологии, выработать общие концепции создания и эксплуа-
5
тации технологических линий, важным элементом которых яв-
ляются узлы гранулирования.
В настоящей монографии рассмотрены общие закономерно-
сти процессов гранулирования, обусловленные взаимодействи-
ем частиц в местах их контакта, предложена классификация
методов гранулирования по принципу механизма гранулообра-
зования, даны теоретические представления о физической сущ-
ности этих явлений, отмечены особенности методов окатывания,
прессования и формования, кристаллизации на поверхности
гранул и в инертной среде. Впервые освещены новые аспекты
гидродинамики дисперсных материалов при механическом и
пневматическом смешении, а также процессы гранулирования,
осложненные химическим взаимодействием и сопровождаемые
тепломассообменом, с учетом стадий классификации и дробле-
ния. Теоретические разработки и экспериментальные данные
использованы при создании методик расчета режимов работы
и основных размеров грануляторов. Рассмотрены также прин-
ципы их конструирования и опыт эксплуатации.
Особое внимание обращено на выбор способа гранулирова-
ния и оптимизацию режимов его осуществления в зависимости
от качества сырья, требований к продукту, специфики сопутст-
вующих процессов, производительности технологической линии,
эффективности ее функционирования. Комплексное рассмотре-
ние, анализ и сопоставление современных данных по теории и
практике различных методов гранулирования способствуют
формированию полного представления об этом процессе в це-
лом, что значительно облегчает и повышает эффективность ис-
пользования этих данных как научными и инженерно-техниче-
скими работниками НИИ, проектных институтов, промышлен-
ных предприятий, так и преподавателями, аспирантами и сту-
дентами вузов.
Главы 1 (кроме разд. 1.3), 2 (разд. 2.4), 3 (разд. 3.4),
4 (разд. 4.2, 4.3), 5, 9 (разд. 9.3, 9.5, 9.6) и 11 написаны
П. В. Классеном; предисловие, введение и главы 6—8, 9
(разд. 9.8), 10 и Приложение — И. Г. Гришаевым; главы 1
(разд. 1.3), 2 (кроме разд. 2.4), 3 (кроме разд. 3.4), 4 (разд. 4.1),
9 (разд. 9.1, 9.2, 9.4, 9.7) —И. П. Шоминым.
Авторы глубоко признательны рецензенту доктору техниче-
ских наук профессору В. И. Коновалову за рекомендации, уч-
тенные при окончательной подготовке монографии к изданию.
Замечания и пожелания читателей авторы также примут с
благодарностью.
ВВЕДЕНИЕ
Гранулирование как природное явление наблюдается в ат-
мосфере (образование града), в недрах Земли (извержения
вулканов) и на ее поверхности (образование гравия при по-
движке льда и грунта, лавинных процессах). Человечество из-
давна использует процесс гранулирования при обработке поч-
вы для придания ей более плодородной комковатой структуры
или при формовании минерального сырья с целью его исполь-
зования в строительстве. Начало промышленного применения
процесса гранулирования положено, по-видимому, в прошлом
веке при изготовлении свинцовой дроби и обработке пищевых
продуктов.
Поистине массовое и повсеместное применение этот процесс
получил в середине XX в., тогда и начали создавать крупные
промышленные грануляторы. Наряду с расширением ассорти-
мента выпускаемых гранулированных продуктов появились но-
вые способы гранулирования и аппараты для их осуществле-
ния. Так, в СССР минеральные удобрения начали гранулиро-
вать в башнях с 1937 г., в окаточных барабанах — с 1950 г.,
в грануляторах-сушилках — с 1968 г., в прессах — с 1970 г.
Таким образом, за 30 лет освоены практически все принципы
гранулирования, для последних 20 лет характерно непрерыв-
ное совершенствование конкретных способов и их технологиче-
ского оформления.
Общая тенденция развития техники гранулирования хими-
ческих и других продуктов непосредственно направлена на по-
вышение эффективности производства и качества выпускаемой
продукции. Правильно выбранные для конкретных условий
способы гранулирования в основном обеспечивают получение
готового продукта с заданными качественными показателями
(гранулометрический состав, прочность Гранул, слеживаемость,
сыпучесть, пылимость и т. п.). В случае ужесточения требова-
ний к ним следует изыскивать приемы и методы совершенство-
вания известных процессов гранулирования, создания новых
более эффективных способов с целью достижения необходимо-
го улучшения качества готового продукта.
Направления развития техники гранулирования непосред-
ственно связаны с общими тенденциями совершенствования
технологии того или иного продукта. Исходя из особенностей
развития технологии конкретного производства отдают пред-
почтение тем или иным методам гранулирования. Иными сло-
вами, то, что может быть перспективным для гранулирования
полимерных материалов, неприемлемо, например, для гранули-
рования минеральных удобрений, и наоборот.
Тем не менее в настоящее время имеются общие принципы
подхода к выбору наиболее целесообразных методов гранули-
рования в зависимости от агрегатного состояния и физических
свойств исходных веществ.
7
Так, для гранулирования пластичных порошкообразных и
пастообразных материалов более пригодны методы формова-
ния и экструдирования. Для непластичных сыпучих материалов
могут быть рекомендованы методы гранулирования прессова-
нием или окатыванием с одновременным пластифицированием
смеси жидкостью. При гранулировании из пульп, суспензий или
растворов предпочтителен метод распыливания их на поверх-
ность частиц скатывающегося, падающего, вращающегося или
псевдоожиженного слоя с одновременной сушкой продукта до
требуемой влажности. Безводные расплавы целесообразнее
гранулировать разбрызгиванием в инертную среду или на по-
верхность частиц движущегося слоя с одновременным его ох-
лаждением.
В общем случае гранулирование включает следующие тех-
нологические стадии переработки:
подготовку исходного сырья, дозирование, смешение компо-
нентов;
собственно гранулообразование (агломерация, наслаивание,
кристаллизация, уплотнение и др.);
стабилизацию структуры (упрочнение связей между части-
цами сушкой, охлаждением, полимеризацией и др.);
выделение товарной фракции (классификация по размерам,
дробление крупных частиц).
В реальных процессах чаще всего эти стадии сочетаются во
времени и (или) в пространстве в самых различных комбина-
циях. Им сопутствуют другие процессы, например химического
превращения. Целесообразность этих сочетаний обусловлена
требованиями конкретной технологии.
Ниже рассмотрены варианты применения методов гранули-
рования в различных производствах.
Активный уголь получают смешением пылевидного угля с хлорцинко
вым или другим активатором. Смесь увлажняют связующим. Образующую-
ся пластичную пасту охлаждают и формуют в экструдере. Влажные грану-
лы сушат во вращающейся печи, а затем активируют с одновременным
Удалением активатора. Углеродные адсорбенты получают и без добавления
связующего: термической пластификацией природного угля с последующей
полимеризацией. Для этого исходное сырье дробят, гранулируют при увлаж-
нении водой на тарельчатом грануляторе, сушат и карбонизируют во вра-
щающейся печи, а затем активируют смесью дымовых газов и водяного па-
ра в псевдоожиженном слое [1].
Другой адсорбент — силикагель перед коагуляцией гранулируют из золя
кремневой кислоты в течение 4—10 с. За это время струю золя на формо-
вочном конусе с желобками разбивают на струйки, которые стекают на по-
верхность масла в формовочной колонке и диспергируются на капли. Здесь
и происходит их коагуляция с образованием сферических гранул, которые
гидротранспортом выносятся из колонны. После кислотного удаления катио-
нов металлов и водной промывки гель в сепараторе отделяют от воды и
сушат в шахтной или ленточной сушилке, рассеивают и затаривают.
При получении синтетических цеолитов кристаллы вещества выделяют
в фильтр-прессе или центрифуге, смешивают со связующим (каолином, бен-
тонитом), а образующуюся пасту гранулируют на машинах различного типа
(например, на таблеточном прессе). Гранулы сушат, рассеивают и прокали-
вают. Для получения сферических гранул повышенной прочности цеолито-
8
вып порошок и связующее увлажняют и гранулируют на тарельчатом гра-
нуляторе, а затем сушат и прокаливают. Сферические гранулы получают
также диспергированием смеси цеолита и жидкого стекла в масло с после-
дующей коагуляцией в растворе хлорида натрия.
В промышленности минеральных удобрений азотсодержащие продукты
гранулируют в основном диспергированием и охлаждением расплава в по-
лых грануляционных башнях. Так получают нитрат аммония, карбамид.
Сульфат аммония гранулируют прессованием или в псевдоожиженном слое.
Для гранулирования калийных удобрений до сих пор остается единствен-
ным метод прессования. Новые способы, основанные на окатывании, на-
ходятся в стадии разработки. Медленнодействующие микроудобрения гра-
нулируют спеканием или прессованием [2]. Фосфорсодержащие удобрения,
включая и комплексные, гранулируют различными способами: окатыванием,
в том числе одновременно с диспергированием пульпы на поверхность гра-
нул (большая часть фосфорсодержащих удобрений); диспергированием пла-
вов и охлаждением их в грануляционных башнях; прессованием сухих туко-
смесей; диспергированием пульпы в псевдоожиженный слой.
В технологии пищевых продуктов [3] и кормов [4] применяют прессова-
ние или брикетирование (сахар-рафинад, свекловичный жом, комбикорма),
формование (рыбные мука, котлеты, фарш [5]). Дражировапне кондитерских
изделий производят методом окатывания.
Пищевые продукты и медицинские препараты гранулируют также ком-
бинированными способами. В частности, для изготовления таблетированных
лекарств, чая, кофе сырье вначале смешивают со связующим до определен-
ной консистенции, затем протирают через перфорированную обечайку. Полу-
ченные гранулы сушат или сразу же прессуют. Таблетки окатывают в дра-
жировочном котле с одновременной сушкой последовательно наносимых
слоев оболочки [6]. Применяют также метод литья с последующим дробле-
нием и брикетированием крошки на валковом прессе. При литье в формы
после охлаждения получают готовый продукт в виде свечей (например, стеа-
риновые свечи, лекарственные препараты на основе желатина или жира).
В производстве растительных масел [7] после отгонки растворителя об-
разуется твердый остаток-шрот, который возможно хранить лишь при опре-
деленном качестве, достигаемом гранулированием. Исходный материал сме-
шивают в шнеке с водой и фосфатидной эмульсией, нагревают острым па-
ром и подают в прессующую камеру. Гранулы, образующиеся после продав-
ливания материала роликами через перфорированную матрицу, поступают на
рассев и охлаждение.
Для гранулирования продуктов микробиологического синтеза [8, 9]:
дрожжей, ферментных препаратов, аминокислот, антибиотиков, а также
микробиологических средств защиты растений применяют практически все
виды основного грануляционного оборудования: экструдеры, шнековые фор-
мователи, центробежные окатыватели, вращающиеся барабаны, установки
с аэро- и виброкипящим слоем, грануляционные башни и т. п.
Составляющие моющих веществ (триполифосфат натрия и др), птичий
помет, используемый в качестве удобрения, гранулируют окатыванием при
одновременной сушке [10]. Перспективен также и метод экструзии [11]
В большинстве производств шин и резиновых технических изделий [12]
исходные компоненты гранулируют окатыванием со связующим (например,
сажи) или экструзией (например, каучуки, маточные смеси) с последующим
охлаждением гранул водой и сушкой. Гранулы полимеров и других органи-
ческих соединений получают в основном формованием, особенности проведе-
ния которого зависят от свойств материала [13].
Порошковидные стекольные шихты с добавкой связующего и без него
гранулируют прессованием на валковых прессах с последующими выдерж-
кой для придания прочности, дроблением и рассевом [14]. Фигурные вальцы
применяют для брикетирования таких продуктов, как медные, цинковые и
другие концентраты, угольная и фосфоритная пыль, керамика, известь, ша-
мот. Рудные, а также различные строительные материалы, в том числе из
отходов производств (например, фосфогипс) гранулируют окатыванием,
а затем сушат или спекают [15].
9
Для гранулирования высокотемпературных плавов металлов и шламов
применяют охлаждение в инертной среде, преимущественно смешение с во-
дой, которая, испаряясь, способствует диспергированию струй плава на кап-
ли, окончательно застывающие в бассейне [16].
В технологии гранулирования особое место занимают процессы получе-
ния смеси различных веществ с четкой границей разделения (многослойные
гранулы). Для этого используют окатывание (дражирование) и прессование,
а также методы нанесения жидкости или порошка на поверхность гранул
во взвешенном слое. Принципиально эти методы не отличаются от методов
получения однородных гранул. Специфика состоит в подборе свойств и
режимов нанесения поверхностного вещества, что подробно рассмотрено,
например, в работах [17, 18].
Перечисленные выше производства не исчерпывают сфер
применения процесса гранулирования, но дают представление
о многообразии перерабатываемых веществ и сравнительно
ограниченном круге принципиально отличающихся методов гра-
нулирования. В одной книге достаточно ограниченного объема
невозможно проанализировать особенности всех стадий пере-
работки материалов, связанных с получением их в гранулиро-
ванном виде. Поэтому авторы не рассматривают технологии
отдельных продуктов, а дают детальный анализ состояния тех-
ники гранулирования тем или иным методом, сосредоточив ос-
новное внимание на гранулообразовании. Это позволяет выя-
вить общие закономерности, определяющие способ гранулиро-
вания и его аппаратурное оформление.
Однако оптимизация технологии гранулированного продук-
та невозможна без выявления связей между отдельными ее
элементами, т. е. без учета взаимовлияния всех процессов тех-
нологического цикла. Поэтому изучение гранулирования осно-
вано на единстве дифференциации и интеграции анализа ста-
дий технологии продукта при доминировании комплексного под-
хода, что и отразилось в построении данной монографии. Вна-
чале изложены общие закономерности гранулирования, затем
рассмотрено их проявление в принципиально различных мето-
дах, т. е. проанализирована связь внешних и внутренних пара-
метров каждого из них и, наконец, даны рекомендации по вы-
бору способа образования гранул и оптимизации технологии
гранулированного продукта применительно к конкретным ус-
ловиям. Специфика различных методов гранулирования рас-
смотрена главным образом на примере производства минераль-
ных удобрений, для которых характерны наиболее крупные
мощности по выпуску гранулированных продуктов (в мире еже-
годно— не менее 200 млн. т. [19], причем половина из них в
СССР).
Приводимые в предлагаемой читателю книге основные по-
ложения расчета и конструирования аппаратуры, разработан-
ные на основе современных теоретических представлений, дан-
ных экспериментальных исследований и практики эксплуатации
крупных промышленных систем, отражают основные тенденции
развития техники гранулирования и технологии гранулирован-
ных продуктов.
Глава 1
ОБЩИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПРОЦЕССОВ
ГРАНУЛИРОВАНИЯ
Процессы гранулирования определяют физико-механиче-
ские свойства готового продукта: размер гранул, их прочность,
слеживаемость и т. д. Эти показатели качества готового про-
дукта изменяются в зависимости от метода гранулирования и
особенностей уплотнения гранул.
1.1. Классификация методов гранулирования
и особенности уплотнения гранул
Для гранулирования материалов в отечественной и зару-
бежной практике применяют различные методы и аппаратуру
[18, 20, 21]. Гранулирование связано с изменением агрегатно-
го состояния сред. По этому признаку гранулирование можно
классифицировать следующим образом:
из жидкой фазы — диспергированием ее на капли с после-
дующей кристаллизацией растворенного вещества при обезво-
живании или охлаждении этой фазы;
из твердой фазы — прессованием с последующим дроблени-
ем брикетов до гранул требуемого размера;
из смеси жидкой и твердой фаз—агломерацией порошков
с последующим окатыванием агломератов и упрочнением свя-
зей между частицами при удалении жидкой фазы;
из газообразной фазы — конденсацией (десублимацией) с
образованием твердых гранул;
из смеси жидкой и газообразной фаз при протекании хи-
мической реакции;
из смеси жидкой, твердой и газообразной фаз при протека-
нии химической реакции.
Образование твердых частиц необходимого размера при
гранулировании происходит либо единовременно, либо посте-
пенно. Поэтому различают процессы гранулирования, проте-
кающие без изменения размеров частиц во времени, с измене-
нием размера частиц во времени и с образованием новых час-
тиц и ростом имеющихся частиц. В зависимости от требований,
предъявляемых к гранулометрическому составу продукта, по-
лучаемые при гранулировании мелкие частицы либо возвраща-
ют в процесс (ретурный процесс), либо постоянно выводят из
процесса (безретурный процесс).
Эффективность процесса гранулирования зависит от меха-
низма гранулообразования, который, в свою очередь, определя-
И
ется способом гранулирования и его аппаратурным оформле-
нием. В связи с этим методы гранулирования целесообразно
классифицировать следующим образом:
окатывание (формирование гранул в процессе их агрегации
или послойного роста с последующим уплотнением структуры);
диспергирование жидкости в свободный объем или нейт-
ральную среду (образование и отвердевание капель жидкости
при охлаждении в газе или жидкости);
диспергирование жидкости на поверхность гранул, находя-
щихся во взвешенном состоянии (кристаллизация тонких пле-
нок в результате их обезвоживания или охлаждения на поверх-
ности гранул);
прессование сухих порошков (получение брикетов, плиток
и т. п. с последующим их дроблением на гранулы требуемого
размера);
формование или экструзия (продавливание вязкой жидко-
сти или пастообразной массы через отверстия).
Гранулирование методом окатывания состоит в предвари-
тельном образовании агрегатов из равномерно смоченных час-
тиц или в наслаивании сухих частиц на смоченные ядра —
центры гранулообразования. Этот процесс обусловлен действи-
ем капиллярно-адсорбционных сил сцепления между частица-
ми и последующим уплотнением структуры, вызванным силами
взаимодействия между частицами в плотном динамическом слое,
например в грануляторах барабанного или тарельчатого типов.
Гранулирование методом диспергирования жидкости в сво-
бодный объем заключается в разбрызгивании жидкости, напри-
мер безводного плава гранулируемого вещества, на капли, при-
ближенно однородные по размеру и последующей их кристал-
лизации при охлаждении в нейтральной среде (воздухе, мас-
ле и т. п.).
Гранулирование сухих порошков методом прессования, т. е.
уплотнения под действием внешних сил, основано на формиро-
вании плотной структуры вещества, что обусловлено возникно-
вением прочных когезионных связей между частицами при их
сжатии. Полученный в результате уплотнения брикет (плитка,
лента) дробят и направляют на рассев для отбора кондицион-
ной фракции гранул, являющихся готовым продуктом.
Гранулирование методом диспергирования жидкости
(пульп, растворов, суспензий, плавов) на поверхность частиц
во взвешенном состоянии заключается в импульсном нанесении
на твердые частицы тонких пленок исходного вещества и по-
следующей сушке (или охлаждении) в потоке теплоносителя.
Гранулирование методом формования или экструзии состо-
ит в продавливании пастообразной массы, представляющей со-
бой либо увлажненную шихту, либо смесь порошка с легкоплав-
ким компонентом, через перфорированные приспособления с
последующей сушкой гранул или их охлаждением.
12
Рис. 1.1. Зависимость относительной плотности р/р0 гранулируемого вещества
от прочности физико-химических связей:
о — при окатывании (от Р,)', б — при прессовании (от Ро); е — при кристаллизации плава
(от Рк)
Из описания приведенных особенностей процессов, осу-
ществляемых различными методами, следует, что гранулирова-
ние химических продуктов происходит при возникновении фи-
зико-механических связей, следствием действия этих связей
является увеличение плотности (снижение пористости) грану-
лируемого вещества, достигаемое либо уплотнением структуры
капиллярно-пористых тел при их окатывании, прессовании и
т. д., либо изменением агрегатного состояния гранулируемого
материала в результате кристаллизации капель плава или тон-
ких пленок на поверхности частиц.
Уплотнение структуры материала в процессах гранулирова-
ния, осуществляемых различными методами, характеризуется
зависимостью изменения относительной плотности гранулируе-
мого материала р/р0 (где р, ро — соответственно текущая и на-
чальная плотности материала) от прочности связей Р между
частицами.
Для процесса гранулирования окатыванием (рнс. 1.1, а) напряжения
в грануле вызываются, как правило, действием капиллярно-адсорбционных
сил сцепления н натяжением в пленочных контактах Ри, а уплотнение струк-
туры гранулы во времени происходит под влиянием сил взаимодействия
между частицами при их движении в плотном вращающемся слое. В про-
цессе гранулирования прессованием (рис. 1.1,6) напряжения в дисперсной
фазе обусловлены в основном когезионными связями между частицами, ко-
торые возникают под действием сил внешнего давления Ра. При гранулиро-
вании плава разбрызгиванием в свободный объем илн на поверхность ча-
стиц (рис. 1.1, в) напряжения в грануле определяются кристаллическими
связями, мостиками и срастаниями Рк.
Полагая, что в некоторых процессах гранулирования про-
являются одновременно все виды связей, общую интенсивность
уплотнения гранулы можно определить как
Р=Р„+Р„+РК.
13
Примером процесса, в котором проявляется действие всех
указанных видов связей, является гранулирование смесей, со-
держащих легкоплавкий компонент методом прессования.
1.2. Силы межчастичного сцепления в гранулах
Наиболее полная характеристика различных межчастичных
связей в процессе образования гранул приведена в рабо-
те [22]. В ней рассмотрены следующие силы, действующие на
частицы при росте и формировании гранул: капиллярные и по-
верхностно-активные силы на границе раздела твердой и жид-
кой фаз; адгезионные силы, возникающие в адсорбированных
слоях; силы притяжения между твердыми частицами (мономо-
лекулярные силы Ван-дер-Ваальса и силы электростатического
притяжения); силы связей, обусловленные образованием ма-
териальных мостиков, возникающих при спекании, химической
реакции, затвердевании связующего, плавлении и кристаллиза-
ции растворенного вещества при сушке. С учетом этого все
известные виды связей при гранулировании сведены нами
[23] в общую классификационную схему (табл. 1.1).
Для формирования гранул из исходных частиц порошкооб-
разного материала необходимо обеспечить их сближение на
такое расстояние, при котором проявляется действие указан-
ных сил. В том случае, когда гранулы могут быть получены без
добавления жидкой фазы (связующих жидкостей), применяют
«сухое» гранулирование (например, методом прессования).
При этом сцепление между отдельными частичками обеспечи-
вается ван-дер-ваальсовыми, электростатическими и когезион-
ными силами связи.
При гранулировании методом окатывания более результа-
тивными оказываются связи между частицами, обусловленные
капиллярными силами, что объясняется использованием жид-
Таблица 1.1. Классификация связей между частицами при росте
и формировании гранул
Вид связей Причины образования связей
Жидкофазные мостики
Твердофазные мостики
Притяжение между
твердыми частицами
Механические связи
Поверхностное натяжение пленки жидкости; мо-
лекулярное притяжение в адсорбированных тон-
ких слоях
Диффузия молекул или атомов в точке контакта
между частицами; химическая реакция; плавле-
ние и затвердевание вещества в точках контакта
между частицами; кристаллизация растворенных
веществ при сушке
Молекулярное притяжение (силы Ван-дер-Вааль-
са); электростатическое притяжение
Сцепление шероховатых поверхностей; заклини-
вание между частицами разных форм и размеров
14
Рис. 1.2. Зависимость прочности свя-
зей Р между частицами от их разме-
ров d при различных механизмах
сцепления
кофазного связующего и обра-
зованием кристаллических
мостиков.
Сопоставление приведен-
ных в табл. 1.1 видов связей,
вызванных действием различ-
ных механизмов межчастично-
го сцепления, представлено на
рис. 1.2.
p, 10 s па
Горизонтальной штриховой линией диаграмма разделена на две поло-
вины: для области I характерны связи, образованные связующим при по-
верхностном соприкосновении. Прочность связей между частицами при этом
определяется в основном внешней энергией или давлением и в меньшей
мере зависит от размера частиц исходного сыпучего материала.
Область II иллюстрирует более слабые связи, обусловленные капилляр-
ным сцеплением и кристаллическими мостиками. Для этой области наблю-
дается увеличение прочности связи с уменьшением размера частиц. Область
значений электростатических связей, малозависящих от размера частиц, на-
ходится в нижней части области II. Наклонные прямые разделяют диаграм-
му на области различных механизмов связей, прочность которых не зависит
от размера частиц. Для мелких частиц размером менее 10 мкм силы Ван-
дер-Ваальса оказываются более эффективными, так как расстояния между
частицами достаточно малы. Граничная прямая области А рассчитана для
среднего расстояния между частицами 3 мкм. Область В соответствует си-
лам сцепления, обеспечиваемым адсорбционными пленками. В этой области
преобладают силы Ван-дер-Ваальса. Область С иллюстрирует прочность свя-
зей, вызванных действием обоих механизмов: пленочного натяжения в жид-
костных мостиках и отрицательного гидростатического давления в капил-
лярах. Выше области С возможно образование еще более прочных связей,
обеспечиваемых спеканием, а также добавлением клейких илн связующих
веществ (область D).
Рассмотрение видов связей и сопоставление их прочностных
характеристик имеют особое значение при анализе механизма
и кинетики процессов гранулирования, осуществляемых различ-
ными методами.
Твердофазные мостики. При гранулировании методом ока-
тывания в процессе агрегации или наслаивания материала на
твердые частицы порошкообразного материала твердофазные
мостики, или срастания между ними возникают вследствие диф-
фузии молекул или атомов в точке соприкосновения частиц
(рис. 1.3,а). При этом скорость диффузии, как правило, увели-
чивается с повышением температуры. Для большинства твер-
дых тел образование твердофазных мостиков происходит при
температурах выше */г или 2/3 температуры плавления.
При гранулировании некоторых веществ или продуктов,
представляющих собой смесь солей, при определенных темпе-
15
Рис, 1.3. Схемы агрегатов частиц, образуемых при окатывании посредством
твердофазных (о) и жидкофазных (б)—(г) мостиков
ратурных условиях в местах контакта между частицами обра-
зуются мостики нового вещества или комплексного соединения
вследствие химической реакции.
Вещества с низкой температурой плавления, прежде всего
органические вещества, термопласты, некоторые неорганиче-
ские продукты (сера, карбамид и т. п.), в точках контакта меж-
ду частицами легко переходят в расплавленное состояние, осо-
бенно в процессе гранулирования с подводом тепла извне или
выделения больших количеств тепла за счет трения. Чем ниже
температура плавления легкоплавкого компонента в смеси, тем
меньшие требуются давление и подвод тепла извне для обра-
зования расплава в местах контакта частиц при их гранулиро-
вании. При этом достаточно небольших количеств легкоплавко-
го компонента, например битума — при гранулировании буро-
го угля.
При гранулировании увлажненных продуктов и последую-
щей сушке гранул в местах контакта твердых частиц выкри-
сталлизовываются растворенные в жидкости вещества и обра-
зуются твердофазные мостики.
Капиллярные связи. Жидкость, находящаяся между части-
цами, по-разному может способствовать их сцеплению. Жид-
кость, чаще всего вода, создает достаточно прочные связи меж-
ду частицами. В жидкость могут вноситься небольшие коли-
чества добавок, обеспечивающих лучшее смачивание частиц
или повышающих растворимость веществ, что при последующей
кристаллизации приводит к образованию твердофазных мос-
тиков.
Для каждого из компонентов жидкой фазы, находящихся в
местах контакта, порах или каналах между частицами, сущест-
вует равновесие между поверхностным натяжением (о) и дав-
лением (Р), между вогнутой радиусом и и выпуклой радиу-
сом г2, поверхностями раздела в соответствии с формулой Лап-
ласа:
Р=о(1/г1+1/г2).
Для гранул, образованных под действием капиллярных сил, рассмотрим
следующие варианты связей:
между отдельными частицами образуются жидкостные мостики
(рис. 1.3,6). В этом случае на линии соприкосновения твердое тело — жид-
кость — газ действуют силы поверхностного натяжения. Внутри жидкостного
мостика образуется пониженное капиллярное давление, обусловливающее
силу сцепления между частицами:
16
межчастичное пространство полностью заполнено жидкостью (рис. 1.3,в).
При этом силы, действующие на поверхности раздела твердое — жидкость —
газ и определяющие силы сцепления, находятся только иа поверхности аг-
ломерата;
жидкость полностью обволакивает частицы твердого вещества и гранула
принимает форму жидкостной капли (рис. 1.3,г). В этом случае жидкость
находится под очень небольшим давлением, величина которого зависит от
радиуса капли, а частицы удерживаются в капле благодаря поверхностному
натяжению.
Связи, образующиеся при использовании связующего ве-
щества. Большая вязкость связующего препятствует установле-
нию постоянного давления в связующей жидкости по формуле
Лапласа. Пластичные связующие вещества сохраняют иногда
любую заданную им форму поверхности, так как энергия их де-
формации намного превышает поверхностную энергию связи.
Так или иначе при использовании связующих веществ помимо
поверхностных сил сцепления проявляются более результатив-
ные силы когезии в связующем.
Адсорбционные слои. Адсорбционные тонкие слои (толщи-
ной менее 3 нм) обеспечивают молекулярную связь между час-
тицами в местах их контакта. Активному проявлению действия
этих сил может способствовать повышение давления в местах
контакта, например при прессовании и брикетировании.
Связи под действием сил притяжения между частицами.
Даже если между частицами нет жидкостных пленок или мос-
тиков связующего, между ними могут действовать силы связи.
Молекулярные силы сцепления всегда эффективны. Силы Ван-
дер-Ваальса начинают проявляться, когда расстояние между
частицами составляет порядка 10 нм.
При движении частиц вследствие их трения и взаимодейст-
вия на поверхности возникают электростатические заряды, ве-
личина которых различна для разных продуктов, характера
движения частиц и изменяется в зависимости от условий отво-
да электричества. Естественно ожидать, что силы притяжения
между положительно и отрицательно заряженными частицами
участвуют в процессе агрегации и образования гранул.
Связи, обусловленные формой частиц. При взаимодействии
частиц в процессе гранулирования методом окатывания доста-
точно прочные связи между ними образуются также в резуль-
тате механического сцепления шероховатостей поверхности.
1.3. Свойства материалов как объектов
гранулирования
К наиболее важным свойствам материалов, определяющим
эффективность процессов гранулирования и сопутствующих им
процессов тепломассообмена, а в конечном итоге-—качество
готового продукта, относятся: смачиваемость порошков, их
теплоемкость и теплопроводность, химический потенциал и со-
2—631
противление пластическим деформациям, коэффициенты диф-
фузии жидкости в них.
Смачивание. Смачивание характеризуют [24] как процесс,
сопровождающийся образованием новых фазовых границ, и в
зависимости от термодинамики процесса различают три типа
смачивания:
1) контактное или адсорбционное смачивание;
2) смачивание погружением или пропиткой;
3) смачивание при растекании.
Основными энергетическими характеристиками поверхности
твердых тел и жидкостей служат удельная свободная поверх-
ностная энергия ЛЭ и поверхностное натяжение о, вследствие
чего процессы смачивания удобно описывать (для случаев
1—3) термодинамически следующим образом [24]:
ЛЭ1" От,ж— (0ж,г4-0т,г) > (1-1)
АЭ2-- От,ж • Ож,г> (62)
ДЭз= (0т,ж4"0ж,г) —От,г. (1-3)
где От,ж, Ож.г, От,г — поверхностные натяжения иа границе контакта фаз;
индексы т, ж, г — твердая, жидкая н газовая фазы.
Во многих случаях должно выполняться условие: ДЭ<0.
В то же время для равновесного состояния твердой, жидкой и
газовой фаз справедливо следующее соотношение (уравнение
Дюпре):
От.г= От,жЧ“Ож,г COS 0, (1-4)
где 0—краевой угол смачивания, отсчитываемый от поверхности жидкой
фазы.
То же уравнение, но записанное относительно cos0o, назы-
вают [25] уравнением Юнга:
COS 0о— (От,г — 0т,ж)/0ж,г. (1.5)
Поскольку значения от,г и от,ж экспериментально определить
не удается [24], авторы [25], используя понятие работы адге-
зии, уравнение (1.5) преобразуют к следующему виду:
COS 0о= (Да Ода,г)/Ож,г» (1.6)
где Да—работа адгезии, характеризующая взаимодействие двух конденсиро-
ванных фаз в расчете на единицу площади контакта.
Для расчета работы адгезии используют различные теоре-
тические методы [26, 27], в том числе на основе молекулярной
теории смачивания, например для систем с преобладающей до-
лей дисперсионных взаимодействий между жидкостью и твер-
дым телом [28]. Так, при рассмотрении краевых углов смачи-
вания порошков предполагают [28], что взаимодействие меж-
ду молекулами двух фаз, находящихся в контакте, определя-
ется силами нескольких типов. Они могут быть представлены
суммой работ адгезии для различных видов взаимодействий,
18
выражая в результате общую обратимую работу адгезии на
границе раздела твердое тело—жидкость:
У1ат,ж,г.й=Дат.и<,г.Л-{-Лат'ж’г’я+ЛаТ’ж’Г-₽+Лат,ж,1',,+ЛаТ,ж,г, (1.7)
где d — дисперсионное взаимодействие; h — водородные связи; л—л-связи;
р—другие полярные взаимодействия; I — вклад разделения заряда на гра-
нице раздела.
Член Лат-Ж-Г><г— учитывающий вклад дисперсионных сил,
обычно является доминирующим. Итак, из уравнений (1.6) и
(1.7) следует, что образование острых краевых углов возмож-
но лишь при условии:
Ла^*Ож,т, (1.S)
при Ла<Сож.т смачивание отсутствует.
Из вышеизложенного можно сделать вывод, что измерение
величины краевых углов смачивания дает наглядный способ
проникновения в природу и характер сил, существующих на
границе раздела фаз, а'значит и возможность влиять на про-
цесс формирования гранул.
В производстве минеральных удобрений в качестве твердой
фазы используется порошкообразный материал, поэтому опре-
деление краевого угла пористых тел представляет особый прак-
тический интерес.
Литературные сведения об определении краевых углов сма-
чивания порошкообразных материалов весьма ограничены и
противоречивы [24, 25, 29].
Наиболее простой способ [29] основан на измерении скоро-
сти подъема жидкости по капиллярам порошка:
Л2ж=WnO cos 0/2цж, (1.9)
где hx— высота подъема жидкости в порошке; тж — время подъема жидко-
сти; гп—эквивалентный радиус пор; о — поверхностное натяжение жидко-
сти; 0—краевой угол смачивания; —вязкость жидкости.
Однако сложности, связанные с определением эквивалент-
ного радиуса пор реальной засыпки порошка, делают это урав-
нение недостаточно пригодным для расчета краевого угла 6.
В результате определение высоты смачивающей жидкости
становится весьма затруднительным.
Предложен [30] метод расчета краевого угла, позволяющий
избежать трудностей, связанных с определением гп. В этом
случае вместо длины пути, пройденного жидкостью в порошке,
определяют скорость ее впитывания. Чтобы исключить влияние
неоднородностей пористого образца, автор [30] предложил
проводить дополнительные опыты по определению скорости
впитывания исследуемым порошком неполярных жидкостей
(бензол, тетрахлорид углерода и т. п.) с малым поверхностным
натяжением, для которых установлено, что cos 0=1, т. е. 0 =
= 0°. Тогда уравнение (1.9) после ряда преобразований прини-
мает следующий вид:
cos 0 = и2вЦвОв/е2бИбОб,
(1.10)
19
2*
где vB, ve—скорости впитывания воды и бензола соответственно; рв, цс —
вязкости воды и бензола; ов, Об—поверхностное натяжение воды и бензола.
Этот метод [30] был впервые применен [31] для определе-
ния краевых углов порошкообразных минеральных удобрений
со следующей корректировкой: в качестве жидкой фазы вместо
дистиллированной воды использовали насыщенные растворы
исследуемых удобрений с тем, чтобы предотвратить их раство-
рение. Описанная установка [31] позволяет автоматически
фиксировать массу жидкости, впитываемой исследуемым мате-
риалом в единицу времени. Представлены [31] результаты оп-
ределения краевых углов смачивания для некоторых видов по-
рошкообразных минеральных удобрений.
Особое значение оценка смачиваемости приобретает при ор-
ганизации технологии гранулированного хлорида калия, кото-
рая предусматривает введение на определенных стадиях алифа-
тических аминов с числом углеродных атомов от 7 до 20. Та-
ким образом, в готовом продукте присутствуют примеси али-
фатических аминов, которые гиидрофобизируют поверхность и
могут препятствовать смачиванию порошкообразного хлорида
калия, а значит, и его способности к гранулообразованию сов-
местно с другими компонентами.
С целью изучения влияния алифатических аминов на сма-
чивание хлорида калия, а следовательно, на процесс грануло-
образования, в лабораторных условиях проведены исследова-
ния на различных марках этого продукта. Определение краево-
го угла смачивания проводили по известной методике [31] на
усовершенствованной установке, представленной на рис. 1.4.
Методика определения краевого угла смачивания состояла в следующем:
иавеску порошкообразного хлорида калия 80 г помещали в стеклянную ко-
лонку 1. В стакан 6 наливали 100 мл насыщенного раствора хлорида ка-
лия. С помощью воронки 5 заполняли соединительные трубки 4 той же
Рис. 1.4. Схема установки для исследования смачиваемости минеральных
удобрений:
/ — колонка; 2 — образец удобрения; 3 — фильтр; 4 — соединительные трубки; 5 — ворон-
ка; 6 — стакан; 7 —весы ВЛТК-500; 8 — потенциометр
20
Рис. 1.5. Кинетика поглощения жидкости образцом — зависимость Ож=/(т)
Рис. 1.6. Схема установки для исследования кинетики поглощения жидкости:
1 — исследуемый образец; 2 — стакан с водой; 3 — весы ВЛТК-500; 4 — устройство для
подвески образца
жидкостью и перемещали колонку 1 так, чтобы жидкость прошла через
фильтр 3 и начала смачивать исследуемый порошок 2. С целью исключения
влияния избыточного давления воздуха, создаваемого при заполнении соеди-
нительных трубок жидкостью, внутри колонки 1 установлен капилляр, кото-
рый позволяет значительно увеличить точность измерения.
Количество впитанной жидкости замеряли на весах 7, которые имели ин-
дукционный датчик, позволяющий фиксировать изменение массы жидкости G
в стакане 6 во времени т иа диаграммной ленте потенциометра 8. Скорость
впитывания определяли как тангенс наклона а кривой G=f(r) к оси т
(рис. 1.5).
Полученные экспериментальные данные использовали для расчета крае-
вого угла смачивания по уравнению [31]:
cos 6 = 0рррау/СуРу0р,
где v, ц, о — соответственно скорость впитывания, вязкость и поверхностное
натяжение раствора хлорида калия (индекс р) и тетрахлорида углерода (ин
деке у).
Значения вязкости и поверхностного натяжения тетрахло-
рида углерода заимствованы из работы [31]. Исследования про-
ведены на следующих образцах хлорида калия: химически чис-
том, галургическом, содержащем в своем составе амины
(330 г/т), и флотационном (140 г/т).
Расчетные значения краевых углов смачивания, приведен-
ные ниже, получены при использовании в качестве смачиваю-
щей жидкости насыщенных растворов указанных марок хлори-
да калия со следующими показателями свойств:
Вязкость р.р, мПа-с
Поверхностное натяжение о, мН/м
Скорость впитывания ор, м/с
Краевой угол смачивания, град
1,02 1,19 1,19
77,25 75,83 78,83
0,053 0 0
79 90 90
Анализ представленных данных показывает, что наимень-
ший краевой угол смачивания имеет химически чистый хлорид
калия, не содержащий в своем составе аминов. Флотационный
21
и галургический хлорид калия не смачиваются насыщенным
раствором. Это объясняется гидрофобизирующим действием
алифатических аминов, содержащихся на поверхности его кри-
сталлов.
Добавление азотной кислоты к насыщенному раствору КС1
(любых марок) приводит к уменьшению краевого угла, т. е.
к улучшению смачивания хлорида калия:
Норма кислоты, % (масс.) 1 2 3 6 12
Вязкость р,р, мПа-с 1,190 1,190 1,190 1,114 1,114
Поверхностное натяжение о, мН/м 75,8 75,8 75,8 65,8 75,8
Скорость впитывания Vp, м/с 0 0,0106 0,0172 0,0097 0,0196
Краевой угол смачивания, град 90 88 85 84 84
На основании проведенных исследований можно сделать
важный в практическом отношении вывод: с целью интенсифи-
кации процесса гранулирования сложных удобрений, одним из
основных компонентов которых является хлорид калия, целе-
сообразно перед гранулированием или в процессе гранулирова-
ния обрабатывать удобрение кислыми растворами.
Диффузия влаги. Методы определения коэффициента диф-
фузии основаны главным образом на закономерностях стацио-
нарного массообмена [32]. Все они осложняются большой дли-
тельностью проведения эксперимента. Кроме того, существую-
щие приборы или ограничивают область влагосодержания, да-
вая возможность определять этот коэффициент только в гигро-
скопической области, или не позволяют избежать погрешностей,
обусловленных краевыми эффектами.
Ввиду этих недостатков авторы [32] предложили методику
определения коэффициента диффузии влаги с использованием
данных по кинетике увлажнения пористых материалов. Теоре-
тическое обоснование разработанной методики базируется на
решении уравнения изотермического переноса влаги в капил-
лярно-пористых материалах:
ди(х,х)!дх = атдги/дхг (т>0, — гш<х<гш), (111)
где и — текущее значение влагосодержания материала; х — текущее значе-
ние радиуса шара; т — время; ат — коэффициент диффузии влаги; гш—ра-
диус шара.
Решая уравнение (1.11) при начальных и граничных усло-
виях первого рода
2/(Х, 0)—О, U (Гш, т) = Umax, 22 ( Гш, Т) — 22max-
(где Птах — максимальное влагосодержание материала), авто-
ры [32] получили расчетную формулу для определения коэффи-
циента диффузии:
am=tg «(г2ш/ц2п), (1-12)
где tg«=[lnB(ri)—1пВ(т2)]/(т2—ti); Ti, т2 — два дискретных значения вре-
мени^ В (т) = 1—[и (т) |22тах],
где и — среднее влагосодержание материала.
22
В случае шара цп=п, для цилиндра — является корнем
функции Бесселя: рп=2,4048 [32].
Далее авторы отмечают, что экспериментально осуществить
процесс, удовлетворяющий описанной задаче, довольно просто.
Для этого необходимо абсолютно сухой образец погрузить в
дистиллированную воду и снять кривую кинетики увлажнения
образца. При этом необходимо, чтобы образец и вода находи-
лись при одинаковой температуре.
Схема экспериментальной установки [32] представлена на рис. 1.6. В ста-
кан с водой погружают подвешенный с помощью устройства 4 к весам 3
марки ВЛТК-500 образец 2. При увеличении влагосодержаиии образца 2
вес его увеличивается. Показания весов записывают через определенные
промежутки времени вплоть до постоянного веса, когда образец перестает
впитывать влагу. По этим данным строят кривые кинетики увлажнения об-
разца, а после их обработки рассчитывают коэффициенты диффузии влаги
в различных строительных материалах.
Эта методика обладает одним недостатком — при снятии
кривых кинетики увлажнения образца авторы [32] не учиты-
вали количество испарившейся за время эксперимента жидко-
сти. Эта методика была принята для определения коэффици-
ентов диффузии влаги в концентрированных и сложных удоб-
рениях с учетом испарения влаги.
После снятия кривых кинетики увлажнения определяли ко-
эффициент tga, а по уравнению (1.12) рассчитывали коэффи-
циент диффузии влаги. Известно, что в промышленных усло-
виях при осуществлении процессов гранулирования в аппарат
возвращают ретур при 40—87 °C, на который распыливается
жидкая фаза при 40—115 °C (в зависимости от схемы произ-
водства). С учетом этого, в лабораторных условиях проведены
исследования зависимости коэффициентов диффузии влаги от
температуры. Кривые кинетики поглощения влаги снимали при
изотермических условиях путем термостатирования установки.
Относительная погрешность определения коэффициентов диф-
фузии влаги не превышала 5%.
На рис. 1.7 в качестве примера представлена типичная кри-
am,1(TsM2lc
Рис. 1.8. Зависимость коэффициента диффузии влаги ат от температуры t:
1 — аммофос (N:P=12:52); 2 — нитроаммофоска (N : Р : К=17 : 17: 17); 3 — диаммо-
фоска (N : Р : К=10 : 30 : 20)
23
Таблица 1.2. Пористость минеральных удобрений
Удобрение Коэффициент диффузии ат. 10-9 м’/с Содержание пор г„>10-’ м, % Объем пор 2V, 10~3 м’/кг Пикнометриче- ская плотность Ртв, кг/м3 Пористость П=ИрГЕ/(1 + Г)
Аммофос 4,4 60,9 0,041 1742 0,068
Диаммофос 3,9 28,2 0,017 1649 0,028
Диаммофоска 10 : 26 : 26 3,8 48,8 0,045 1650 0,071
Нитроаммофоска 17:17;17 3,2 75,8 0,041 1761 0,069
Диаммофоска 10:30:20 2,9 53,3 0,039 1651 0,062
вая кинетики увлажнения диаммофоски марки 10.26:26, по-
строенная в полулогарифмических координатах. Из рисунка
видно, что интенсивное поглощение жидкости образцом наблю-
дается после насыщения поверхностного слоя (точка Д). Как
указывалось выше, используя прямолинейную зависимость
1пВ=/(т), вычислялиtgа угла наклона этой прямой к оси абс-
цисс, а затем по формуле (1.12) рассчитывали коэффициенты
диффузии влаги ат, Ю-9 м2/с в концентрированных и сложных
удобрениях для температуры 22 °C (табл. 1.2).
Сопоставление данных по коэффициентам диффузии и по-
ристой структуре изучаемых образцов представлено в табл. 1.2.
Пористость образцов определяли методом вдавливания ртути
в поры удобрений на установке ПР-3.
Из табл. 1.2 видно, что при близких значениях пористости,
коэффициент диффузии влаги ат в ряду удобрений аммофос —
диаммофоска 10:30:20 имеет тенденцию к уменьшению. При
этом, несмотря на довольно высокое содержание крупных пор
с радиусом Гп>Ю 7 м для нитроаммофоски 17:17:17 — 75,8%
и диаммофоски 10:30:30 — 53,3%, коэффициенты диффузии ат
имеют самые низкие значения — 3,2-10 9 м2/с и 2,9-10-9 м2/с
соответственно, что объясняется, по-видимому, наличием в их
составе хлорида калия, гидрофобная поверхность которого за-
медляет продвижение жидкости по капиллярам образца.
Полученные результаты по кинетике влагопоглощения и
рассчитанные коэффициенты диффузии исследуемых удобрений
характеризуют влагопроницаемостъ твердой фазы при / = 22°С.
В промышленных условиях, как указывалось выше, при осу-
ществлении процессов гранулирования поддерживается темпе-
ратура до 100 °C в зависимости от технологических параметров
процесса. Температурная зависимость am=f(t) для некоторых
видов минеральных удобрений (рис. 1.8) показывает, что коэф-
фициент диффузии с увеличением температуры возрастает до
выраженного максимума пои /~50°С, равного для аммофоса
24
am=8,0-IQ-9 м2/с, для диаммофоски 10:30:20 — am=4,7X
X10~9 м2/с, а затеям уменьшается до некоторого постоянного зна-
чения. Для нитроаммофоски максимум выражен нечетко и
смещен в сторону больших температур.
Экстремальный характер зависимости am = f(t) можно объ-
яснить следующим образом. В области температур 20—40 °C
перенос диффундируемого вещества в объем гранулы происхо-
дит, в основном, в процессе его стока по поверхности пор. При
этом с увеличением температуры вязкость диффундирующего
вещества уменьшается, что приводит к увеличению эффектив-
ного коэффициента диффузии.
В области температур более 40 °C в результате расширения
газовой фазы перенос диффундирующего вещества протекает
в объеме пор через газовую фазу, что приводит к снижению
эффективного коэффициента диффузии.
В области температур 20 °C — /н.р (где /н.р — температура
начала разложения образца), т. е. в рабочем диапазоне, зави-
симость коэффициента диффузии влаги от температуры прини-
мает вид:
ат=Cm оехр (kt).
После обработки экспериментальных данных для удобрений
получено значение постоянного коэффициента k\ при темпера-
туре разложения менее 60 °C К=0,02, при />60°С К=0,025.
Теплофизические и термодинамические свойства удобрений.
Известно, что к основным теплофизическим показателям мате-
риала относится коэффициент температуропроводности. Для его
расчета необходимо знание коэффициентов теплопроводности,
теплоемкости и плотности [33]. Эти параметры определены для
удобрений: аммофоса, полученного на основе кислоты из апа-
тита диаммонийфосфата 18:48, нитроаммофоски 13:19:19,
нитродиаммофоски 17:17:17, диаммофоски 10:26:26. Иссле-
дования проведены в диапазоне температур 25—80 °C, который
соответствует возможному изменению температуры материала
в процессе гранулирования и сушки.
Теплопроводность исследуемых образцов определяли
на приборе ИТ-3, в основу работы которого заложен стацио-
нарный метод пластины [34], основанный на измерении тепло-
вого потока, пронизывающего образец испытуемого материала,
имеющего форму пластины.
Исследование зависимости теплоемкости сложных
удобрений от температуры проводили калориметрическим ме-
тодом [34]. Сущность метода заключается в том, что исследуе-
мый образец, запаянный в платиновую ампулу, нагревают в
вертикальной трубчатой электропечи, а затем помещают в ка-
лориметр, находящийся в водяном термостате при 25 °C. По ве-
личине подъема температуры калориметра определяют опыт-
ное значение энтальпии. Калибровку калориметрической уста-
новки осуществляли измерением в ней энтальпии синтетическо-
25
Таблица 1.3. Теплофизические
Удобрение Плотность, кг/м3 Средняя теплоемкость ср, Дж (кг град)
насыпная пикномет- рическая
25 °C 40 “С 60 °C 80 °C
Нитроаммофоска 1036 1761 1368 1369 1371 1372
13: 19: 19 Нитро диаммофоска 985 1760 1416 1426 1440 1454
17: 17: 17 Диаммофос 18 : 48 920 1649 1408 1424 1446 1467
Диаммофоска 10 : 26 : 26 958 1650 1156 1161 1167 1172
Аммофос 12:52 1030 1742 1319 1334 1351 1373
го сапфира а-А120з — вещества, рекомендуемого для этой цели.
Точность измерения энтальпии в интервале температур 25—
80 °C составляла ± 1,5 %.
Значения теплопроводности представлены в табл. 1.3. Там
же приведены экспериментальные значения насыпной и пикно-
метрической плотности сложных удобрений различных марок.
Используя данные по теплопроводности, теплоемкости и
плотности, рассчитывали коэффициенты температуропроводно-
сти, значения которых представлены в той же таблице. Анализ
представленных данных показывает, что теплоемкость, тепло-
проводность, а следовательно, и коэффициент температуропро-
водности в исследованном диапазоне температур практически
в пределах точности измерений не изменяются.
Определение химических потенциалов. Химический потен-
циал характеризуется приращением внутренней энергии данно-
го компонента системы на единицу, если давление, температура
и масса всех остальных компонентов системы остаются по-
стоянными.
Проведены исследования [35] зависимости химического по-
тенциала и коэффициента термовлагопроводности от влагосо-
держания для ряда минеральных удобрений, выпускаемых оте-
чественной промышленностью. Учитывая, что в настоящее вре-
мя ряд заводов отрасли переходит на выпуск новых видов слож-
ных удобрений (диаммонийфосфата, диаммофосок) в лабора-
торных условиях проведен комплекс исследований по опреде-
лению энергии связи и коэффициентов термовлагопроводности
для новых марок удобрений.
Методика определения указанных выше термодинамических
параметров заимствована из работы [35]. Сущность методики
заключается в снятии изотерм сорбции исследуемых образцов
минеральных удобрений. Затем рассчитывают энергию связи
влаги с материалом (ц=7?1Лпф) для разных относительных
влажностей <р воздуха и температуры. На основании графиков
p.=f(u, t) рассчитывают изотермическую удельную массоем-
костъ по соотношению с'т= (ди/дц) t и методом графического
дифференцирования определяют температурный коэффициент
26
свойства сложных удобрений
Коэффициент теплопроводности к, Вт/(м-град) Коэффициент температуропроводности аг. 10-в м2/с
25 °C 40 °C 60 °C 80 °C 25 °C 40 °C | 60 °C | 80 “С
0,236 0,240 0,242 0,246 16,64 16,93 17,04 17,34
0,238 0,243 0,246 0,249 17,07 17,30 17,34 17,38
0,235 0,238 0,241 0,245 18,15 18,16 18,18 18,18
0,234 0,237 0,240 0,243 21,11 21,29 21,48 21,64
0,239 0,243 0,248 0,252 17,38 17,65 17,76 17,80
химического потенциала (<5g/d/)u, а затем рассчитывают коэф-
фициент термовлагопроводности из выражения:
6=c'm (dfi/dtju.
Исследование процесса сорбции паров воды образцами ди-
аммофосок марок 10:26:26 и 10:30:20, полученными из хи-
мически чистых солей, проводили импульсным хроматографиче-
ским методом.
Исследуемый образец помещали в термостатированную колонку газово-
го хроматографа «Цвет-102», прогревали в потоке гелия при 55 °C до уда-
ления гигроскопической воды. Затем при 20 °C микрошприцем вводили дозу
воды.
Варьированием условий контакта твердой и газовой фаз было установ-
лено, что для исследуемых солей возможно получение хроматограммы, фор
ма которой обусловлена преимущественно равновесными факторами и не
зависит от условий эксперимента: расхода газа-носителя в пределах (1,8—
4,8)-10-3 м3/с, величины навески (1—10) -10-3 кг, дисперсности соли
(0,05—0,10)-10-3 м, величины вводимой дозы воды (0,1—20) -Ю”6 кг.
На такой равновесной хроматограмме (рис. 1.9) можно выделить три
участка: участок АВ, соответствующий размыванию переднего края зоны,
характеризует начальную стадию процесса; примолинейный участок ВС, со-
ответствующий постоянному давлению пара над солью; участок CD, соот-
ветствующий размыванию правой части хроматограммы, который практиче-
ски совпадает с участком кривой холостого опыта.
Размыванию переднего края хроматограммы АВ соответствует изотер-
ма, обращенная выпуклостью к оси давления пара.
Рис. 1.9. Хроматограммы паров воды при 1=20 °C:
1 — на кварцевой крупке; 2— на диаммофоске (N : Р ; К = 10 : 30 : 20); fto6; hK — давление
насыщенного пара над исследуемым образцом и контрольным, соответствеиио. мм
27
Для получения абсолютных значений давлений пара йов применяли сле-
дующий способ калибровки: достаточно большую дозу воды вводили в ко-
лонку с инертным материалом (плавленой кварцевой крупой), регистрируя
при этом ступенчатую хроматограмму, высота которой (Лк) соответствует
табличной величине давления насыщенного пара воды при данной темпера-
туре. Относительная погрешность этого метода калибровки составляет
±2% (отн.).
Изотермы сорбции паров воды в диапазоне температур
26—45 °C показывают, что сорбционная емкость диаммофоски
марки 10:26:26 (рис. 1.10, а) существенно больше, чем марки
10:30:20 (рис. 1.10,6). Например, при температуре 12°С,
количество сорбированной влаги QB на диаммофоске марки
10:26:26 составляет 0,08 моль/кг, а марки 10:30:20 —
0,07 моль/кг. Это объясняется тем, что диаммофоска марки
10:26:26 имеет значительно большую удельную поверхность,
чем марки 10:30:20.
На рис. 1.11,а представлены зависимости химического по-
тенциала для исследованных образцов от влагосодержания,
а на рис. 1.11,6 для сравнения представлены эти же зависимо-
сти для других минеральных удобрений, заимствованные из
работы [35].
На рис. 1.12 представлены зависимости коэффициента тер-
мовлагопроводности от влагосодержания: с увеличением влаго-
содержания коэффициент термовлагопроводности сначала уве-
личивается, а затем уменьшается. Это уменьшение вызвано тем,
что, как указывается в работе [35], с повышением влагосодер-
жания количество адсорбционно связанной влаги по сравне-
нию с осмотически связанной влагой постепенно уменьшается.
Максимум на кривой характеризует момент, когда тепло ад-
сорбции не выделяется и начинается период капиллярной кон-
денсации.
Рис. 1.10. Изотермы сорбции паров воды на диаммофоске:
а — N : Р : К=10 : 26 : 26; б — N : Р : К=10 : 30 : 20
28
р,1(Г3Дж/моль
p,10'S,Дж/моль
Рис. 1.11. Зависимость химического потенциала ji удобрений от влагосодержа-
ния ир:
а — диаммофоска марок 10:30:20 (/) и 10:26: 26 (2); б — удобрений при f=40 °C [12];
1 — суперфосфат; 2— аммофос; 3— двойной суперфосфат; 4 — нитроаммофоска
Адгезионные свойства. В процессе транспортирования, при
погрузочно-разгрузочных работах минеральные удобрения под-
вергаются воздействию статических (гравитационных) и ди-
намических (вибрационных) нагрузок. При этом наблюдается
налипание материалов на различные поверхности, обусловлен-
ное действием адгезионных сил. Кроме того, известно, что в
процессе прессования порошкообразных материалов, особенно
минеральных удобрений, происходит их налипание на валки.
В общем случае интенсивность этого процесса можно оце-
нить либо силой прилипания, либо числом адгезии, которое по-
казывает отношение числа частиц, оставшихся на подкладке,
к начальному числу частиц на ней при данной силе отрыва
[36]. Известны и другие методы исследования адгезии частиц
порошка к различным поверхностям. Однако ни один из пред-
ложенных методов не может
быть использован для оценки
адгезионных свойств порошко-
образных удобрений в процес-
се их непрерывного уплотне-
ния на валковых прессах.
Рис. 1.12. Зависимость коэффици-
ента термовлагопроводности б ди-
аммофоски марок 10 : 26: 26 (/) и
10 : 30 : 20 (2) от влагосодержа-
ния
Вполне очевидно, что величина адгезионных сил зависит от
параметров процесса прессования: давления на валки, влажно-
сти прессуемого материала и его гранулометрического состава.
Измерение адгезионных сил в условиях непрерывного формо-
вания практически невозможно. С целью максимального при-
ближения к реальному процессу уплотнения разработаны ме-
тодика и прибор для проведения исследований адгезионных
свойств порошкообразных материалов [37].
Методика сводится к предварительному уплотнению материала и по-
следующему измерению усилий отрыва плоской поверхности от исследуемого
материала при помощи прибора, сконструированного на основе аналитиче-
ских весов типа АВД-200. Одну из подвесных чаш весов заменили жестким
стержнем, на нижнем конце которого закреплен пуансон пресс-формы. Для
равномерного отрыва пуансона по всей плоскости соприкосновении с мате-
риалом пресс-форму устанавливали иа подставке при помощи уровня. Адге-
зионные силы А рассчитывали по уравнению
A=FB[S,.
где Fo— усилие отрыва пуансона от материала, Н; Si—поверхность отры-
ва, м2.
На рис. 1.13, а приведены зависимости адгезионных сил раз-
личных минеральных удобрений от давления уплотнения Руд.
Кривые имеют экстремальный характер, причем адгезионные
силы принимают максимальные значения в области малых дав-
лений. Указанные явления объясняются следующим образом.
По мере увеличения давления прессования до определенного
предела происходит уплотнение прессуемого материала с соот-
ветствующим увеличением площади контакта частиц материа-
ла с поверхностью пуансона, вследствие чего возрастают адге-
зионные силы. При превышении этого предела адгезионные
Рнс. 1.13. Зависимость адгезионных сил А от различных условий:
•и— от давления уплотнения Руд: / — аммофос из апатита (№=1,05%); 2 — трнполифос-
фат калия (№=0,1%); 3 — РК-смесь № 1 (№=2,2%);
«•б — от влажности удобрений: / — аммофос нз апатита; 2—аммофос из фосфоритов Ка-
ратау; 3 — РК-смесь № 1; 4 — хлорид калия
30
силы уменьшаются вследствие образования тонкой пленки
воды, выдавливаемой из прессуемого материала.
На рис. 1.13,6 представлены зависимости адгезионных сил
минеральных удобрений от влажности. Исследования проводи-
ли при постоянном давлении, равном 263 МПа, что соответству-
ет давлению прессования в промышленном прессе [38]. При
влажности удобрений, близкой к нулю, адгезионные силы опре-
деляются величиной поверхностной энергии контактных участ-
ков. При возрастании влажности до определенного предела
увеличение адгезионных сил связано, по-видимому, с ростом эф-
фективной площади контакта за счет дополнительных жидкост-
ных контактов, образующихся в местах выпрессовывания вла-
ги. При дальнейшем увеличении влажности наблюдается уве-
личение толщины пленки жидкости, и адгезионный контакт
поверхность — материал заменяется контактом жидкость —
жидкость. В этом случае наблюдается когезионный разрыв
внутри пленки жидкости и, как следствие, уменьшение адгези-
онных сил. В опытах с фосфорно-калийной смесью при влажно-
сти 10,9% поверхности исследуемого образца и пуансона после
отрыва были покрыты пленкой воды, хорошо различаемой не-
вооруженным глазом. Из рисунка видно, что наиболее адгези-
онно активным удобрением является аммофос, полученный на
основе кислоты из апатита.
Результаты исследования адгезионных свойств удобрений
дают возможность обосновать увеличение эффективности прес-
сования на валковом прессе при установке в его бункере под-
прессователя, а также выбрать развиваемое им оптимальное
давление. При работе подпрессователя развивается небольшое
давление в слое материала и на поверхности контакта валок —
прессуемый материал. За счет этого увеличивается адгезион-
ное сцепление между поверхностью валка и частицами мате-
риала. Следовательно, интенсифицируется захват материала
валками, и в результате увеличивается плотность прессованного
материала.
На основании проведенных исследований рекомендуются
следующие оптимальные давления подпрессовки: для фосфор-
но-калийных удобрений 25—30 МПа, для хлорида калия 35—
40 МПа. Кроме того, полученные экспериментальные данные
могут быть использованы для оценки налипания материала на
стенки аппарата при расчете грануляторов барабанного типа,
а также устройств, в которых удобрения подвержены действию
статических (гравитационных) и динамических (вибрацион-
ных) нагрузок. К таким устройствам относятся бункеры, ваго-
ны, транспортеры. Данные по адгезионным свойствам мине-
ральных удобрений представляют также практический интерес
для конструкторов, занимающихся расчетом и разработкой
очистных устройств валковых прессов и грануляторов бара-
банного типа.
Сопротивление дефорациям. По представлениям, развитым
31
П. А. Ребиндером, важнейшие физико-механические свойства
физических тел — прочность, пластичность, вязкость — обуслов-
ливают способность их сопротивляться деформациям и разру-
шению под действием внешних сил, т. е. исследуя указанные
выше свойства материала, можно прогнозировать величину
давления, необходимого для получения продукта заданной
плотности.
Для оптимизации процесса уплотнения порошкообразных
удобрений определенный интерес представляет оценка физико-
механических свойств исходного сырья путем определения ка-
кого-либо параметра, характеризующего влияние этих свойств
на процесс уплотнения. Таким параметром, синтезирующим
влияние физико-механических свойств порошкообразных мате-
риалов, является их пластическая прочность.
Предложен метод определения пластической прочности ма-
териалов по картине развития деформации при постоянной
нагрузке, действующей на конус пластомера и возрастающей
от опыта к опыту. Такой способ определения пластической проч-
ности мелкодисперсных керамических масс дает возможность
осуществить их структурно-механическую классификацию. Од-
нако этот метод не позволяет определить условия уплотнения
порошкообразных удобрений.
Решение данной задачи возможно на основании результа-
тов исследования реологических свойств порошкообразных
удобрений, которые до настоящего времени другими авторами
не проводились.
В общем случае, как при прессовании материала, так и при
погружении конуса на определенную глубину совершается ра-
бота образования контактной поверхности:
h
AK=^Pdh, (1.13)
о
где Р — сила, действующая на конус (или пуансон), Н; h — глубина погру-
жения конуса или пуансона в исследуемый материал, м.
Проинтегрировав уравнение (1.13) для различных условий
образования контактной поверхности, можно получить соотно-
шение между давлением прессования и пластической проч-
ностью порошкообразных материалов.
Для определения работы образования контактной поверх-
ности Ак по глубине погружения конуса предложено уравнение
h
Дк “ Р dh = aKn£>3KOH/24 tg сх/2,
0
где Ок — напряжение в материале в местах контакта с конусом, Па; DKOH —
диаметр конуса, м; а — угол при вершине конуса.
При прессовании порошкообразных материалов в пресс-мат-
рице работа образования контактной поверхности А'к опреде-
32
ляется уравнением
«п
Д'к= j Pdft=.P (Яп-йк); P = PypF.
hK
где /' — площадь сечения пуансона, м2; Нп — высота первоначальной засып-
ки материала в матрице, м; Лк—конечная высота спрессованного материа-
ла, м; РуД — давление уплотнения, Па.
Из условия постоянства массы порошка до и после уплот-
нения следует:
Нд— (Рл/рн)Йк =
Тогда
Д л~РудР(%- 1)Йк-
Очевидно, что при погружении конуса в исследуемую систе-
му для достижения плотности материала в конкретной зоне,
эквивалентной его плотности в случае прессования в матрице,
требуется совершить значительно большую работу.
На основании изложенного:
Дк/Д'«= Ок(лВк3/24 tgа/2) [РУЛЕ(г — 1)йк]
ИЛИ
Руд~КлКла*.\ Руд~КОул
где Ki=AklA'k—коэффициент, характеризующий соотношение работ при по-
гружении конуса и пуансона; K2=jtDKs/[24 tga/2F(z—1)йк] — коэффициент,
характеризующий соотношение контактных поверхностей при погружении ко-
нуса и пуансона.
Глава 2
ГРАНУЛИРОВАНИЕ ОКАТЫВАНИЕМ
Как отмечалось в гл. I, одним из методов получения грану-
лированных продуктов является метод окатывания агломера-
тов частиц тонкоизмельченного материала. При этом механизм
и кинетика гранулообразования существенно зависят от аппа-
ратурного оформления стадии гранулирования.
2.1. Гранулирование в аппаратах барабанного
и тарельчатого типов
Гранулирование в аппаратах барабанного и тарельчатого
типов осуществляется в присутствии жидкой фазы, которая
вносится с твердыми компонентами или специально вводится
в виде растворов и плавов.
На образование и рост гранул большое влияние оказывает
соотношение между жидкой и твердой фазами. В зависимости
3-631
33
от содержания жидкости и твердых дисперсных частиц наблю-
даются различные механизмы гранулообразования. При недо-
статочном количестве связующего (влаги), когда жидкость на-
ходится только в зоне контакта частиц, преобладающим явля-
ется механизм разрушения частиц с последующим их взаимным
наслоением. По мере увеличения содержания влаги происходит
заполнение пор, образуется жидкостная сетка в агломерате
твердых частиц, объединенных в гранулу. В этом случае агло-
мерирование частиц происходит под действием капиллярных
сил сцепления, действующих по поверхности гранул.
Когда твердые частицы полностью покрываются влагой, пре-
обладающим является механизм агломерации, при котором
происходит соединение гранул одного порядка размеров в аг-
ломераты.
Гранулирование, например минеральных удобрений в бара-
банных аппаратах, обычно проводят при температуре 50—
100 °C. В этих условиях часть вводимой влаги испаряется, на
поверхности твердых частиц и сформировавшихся гранул про-
исходит кристаллизация солей. В результате образуются более
крупные гранулы. Таким образом, в барабанных и тарельчатых
грануляторах гранулообразование определяется одновремен-
ным действием капиллярных сил сцепления, сил поверхностно-
го натяжения и кристаллизацией солей из пересыщенных рас-
творов и плавов. При гранулировании методом окатывания для
большинства продуктов характерна очень узкая область опти-
мальных отношений жидкой и твердой фаз. За ее пределами
либо не происходит формирование гранул, либо идет спонтан-
ная агломерация частиц.
2.1.1. Кинетика гранулообразования
в аппаратах барабанного типа
Одна из первых попыток описать изменение размера гра-
нул в зависимости от параметров процесса гранулирования ме-
тодом окатывания предпринята Капуром и Фьюстером (цити-
руется по работе [23]). Авторы делят процесс гранулообразо-
вания на три этапа. На начальной стадии процесса образуются
ядра, размер которых не превышет 0,1—0,5 мм. На втором
этапе (переходная стадия процесса) по мере образования ядер
избыточная влага выдавливается на поверхность гранул. Влаж-
ная оболочка ядра обеспечивает рост гранул за счет простого
наслаивания или агломерации ряда частиц. На заключитель-
ной стадии процесса происходит рост гранул и их дробление
на более мелкие частицы. Рост гранул авторами оценивается
уменьшением удельной поверхности гранул в виде следующего
уравнения:
ln(F — Fo)=^«+C, (2.1)
где F— удельная поверхность ядер на единицу объема; ы—частота враще-
34
нпя барабана: k—константа скорости роста; Fo, С — постоянные, определяе-
мые из экспериментальных данных.
Известны и другие работы, в которых рассматриваются раз-
личные механизмы образования гранул в зависимости от раз-
мера исходных частиц. Принимая, что движущейся силой про-
цесса гранулирования является сила сцепления частиц в агло-
мерате, авторы работы [39] предлагают следующую зависи-
мость для расчета среднего размера гранул:
dcp=do exp тп (— Go)", (2.2)
где rfCp — средний диаметр гранул; do — диаметр гранул в начальный момент
гранулообразования; Qx — содержание жидкой фазы; Qo — содержание жид-
кой фазы в момент начала гранулообразования; т, п — эмпирические коэф-
фициенты, определяемые опытным путем.
Для веществ, нерастворимых в связующем, в работе [40]
принимают, что движущая сила целиком определяется коли-
чеством связующей жидкости, вводимой извне, т. е. влагосодер-
жанием шихты. При этом QK=u. Для растворимых веществ ве-
личина QK зависит от коэффициента растворимости S:
Qx=u(l + S)/(1 — uS). (2.3)
Поскольку на растворимость S влияет температура, то с
увеличением последней растет величина QiX. Чем выше темпе-
ратура, тем меньше требуется вводить жидкой фазы извне, по-
скольку она образуется внутри системы в результате повыше-
ния растворимости.
Средний диаметр гранул зависит также от количества вво-
димого сухого ретура gp и размера частиц ретура dp. Чем боль-
ше ретура и чем он крупнее, тем меньше поверхность частиц и
выше их влагосодержание.
Диаметр гранул может определяться по формуле [40]:
г?сР=с?оехр{т[Ож/(1 — Др —gpdo/dp) — Qo] "} (2.4)
(где gP — относительное количество ретура в продукте). Фор-
мула (2.4) справедлива лишь в случае, если ретур не поглоща-
ет влагу.
Реально используемый при гранулировании удобрений ре-
тур при смешении с влажным порошком с течением времени
насыщается влагой. Содержание жидкой фазы на поверхности
окатываемых частиц при этом уменьшается на то количество
влаги, которое диффундировало внутрь гранул ретура, т. е. на
величину upgp (где иР — влагосодержание регура). Влагосодер-
жание ретура зависит от времени контакта, температуры и т. д.
Поэтому авторы [40] приводят расчетную формулу для опреде-
ления среднего диаметра гранул, полученных методом окаты-
вания, к следующему виду:
dcp =do ехр{ш[Сж/(1 — gP — gpdo/dp) — Q0+«Pgpp}- (2.5)
Зависимость (2.5) может быть использована только при
Собщ= £Q>k/(1 —Др — gidp/dp)] —uPgP>Qa,
3* 35
когда влагосодержание шихты превышает минимальное зна-
чение, необходимое для гранулообразования. При Qo6m<Q*
гранулообразования не происходит.
В работе [41] процесс гранулирования в барабане рассмат-
ривается как вероятностный, характеризующийся беспорядоч-
ным движением, перемешиванием и агломерацией частиц в
плотном слое. Авторы [41] разработали полуэмлирическую мо-
дель, включающую один параметр — функцию плотности рас-
пределения гранул. Отмечается, что сравнение модели с экспе-
риментальными данными показало хорошую корреляцию в ши-
рокой области варьирования параметра гранулируемой си-
стемы.
Исследованиями процесса роста гранул влажного песка
[42, 43] установлено, что максимальный размер частиц тем
меньше, чем меньше поверхностное натяжение связывающей
жидкости. Приведено [43] критериальное уравнение, описываю-
щее распределение гранул по размерам. Предложена [44] мо-
дель коалесценции двух контактирующих гранул, подвержен-
ных осевой сжимающей и разъединяющей силам. Представле-
на диаграмма напряжений в зоне контакта.
В работах [45—52] приводятся результаты теоретических
и экспериментальных исследований процессов гранулирования,
а также динамики движения материала.
Рассмотренные выше зависимости для расчета роста гра-
нул и установленные закономерности гранулирования, как пра-
вило, носят частный характер. Их применение ограничено усло-
виями тех экспериментов, данные которых необходимо исполь-
зовать в расчетных выражениях.
Предложен [21] излагаемый ниже аналитический метод
расчета диаметра частиц при гранулировании с использовани-
ем грануляторов барабанного типа. Авторы предположили, что
при движении гранулы по спиралевидной траектории на протя-
жении пути А/ ее диаметр увеличивается на величину Ас?, рав-
ную 2Ж:
N=Mlnd, (2.6)
где N — число оборотов гранулы вокруг своей оси на пути Д1; X — толщина
наслаивающейся пленки.
С другой стороны А/ определяется как
Д/=(/?6<о/ш0с)ДХб, (2.7)
где Re — радиус барабана; а — угловая частота вращения барабана; щос —•
скорость движения продукта вдоль оси барабана: £6—длина барабана.
Обозначая в уравнении (2.7) ^.L^w через Ат, с учетом (2.6)
после дифференцирования получим:
did = (27?б<в/л) Х<1т. (2.8)
Уравнение (2.8) представляет собой математическую модель
роста частиц при гранулировании методом окатывания.
36
В общем случае изменение гранулометрического состава во
времени может быть описано уравнением
р (d) d [р (d) ] = (2Я6ы/л) р (X) dr, (2.9)
где p(d)—плотность распределения частиц по размерам; р(Х)—плотность
распределении пленок, наслаивающихся на пути AZ.
На практике гранулометрическая характеристика материа-
ла определяется ситовым анализом и представляется дискрет-
ными фракциями. Тогда уравнение (2.9) для i-ro интервала
можно записать так:
diAdi=2R6wkidxln, i=l; 2, .... п. (2.10)
Рассмотрим частные случаи уравнения (2.10).
1. Пусть Хг—const, т. е. предполагается, что в течение всего времени
гранулирования на гранулу i-ro размера наслаивается на каждом участке Д/
пленка одинаковой толщины X/. Примером может служить процесс гранули-
рования увлажненной шихты при назначительном количестве ретура, т. е.
когда по всей длине гранулятора вероятность столкновения ядра с наслаи-
вающимися частицами одинакова.
В результате интегрирования уравнения (2.10) при Xi=const получим:
di = (d2,o +- 4??б<оХг-т/л)1/2, (2.11)
где d,0—начальный размер частицы i-й фракции.
2. Пусть в момент времени т=0 Х;=Х< 0, т. е. в начальный период про-
цесса гранулирования происходит наслаивание пленки толщиной Х/о, а при
увеличении т X,—»-0, т. е. на гранулу наносится пленка все меньшей толщи-
ны из-за уменьшения вероятности столкновения гранулы с наслаивающи-
мися частицами и уменьшения количества жидкой фазы на поверхности
ядра. Такой механизм процесса гранулирования наблюдается прн значитель-
ном избытке ретура. В этом случае можно рассмотреть два варианта ре-
шения уравнения (2.10).
Если толщина наслаиваемой на гранулу пленки уменьшается по длине
барабана по линейному закону
(2Л2)
(где k\ — кинетический коэффициент в м/с, зависящий от свойств гранули-
руемого материала и параметров процесса), то, подставляя (2.12) в (2.10),
получим
di ddi = 2R(,u (Х(-о — kit'j dr/л. (2.13)
После интегрирования этого уравнения будем иметь:
di [d\o -I- 2i?6W (2Х,.О - М) т/лр/2. (2.14)
Если толщина наслаиваемой пленки уменьшается по экспоненциальному
закону
Хг = Х,о ехр (—Л2т) (2.15)
(где k2— кинетический коэффициент в с-1), то, подставляя (2.15) в (2.10),
получим:
4г ddz = 2i?6wX;0 exp (— k2x) dx/ n. (2.16)
Проинтегрировав уравнение (2.16) для каждой i-й фракции, получим:
d(- = {d2i() + 4Xfo7?6w 11 — exp (— k2x)(2.17)
37
До сих пор рассматривались идеальные процессы роста гра-
нул при условии неизменности их структуры, отсутствия истира-
ния, дробления и других сопутствующих процессов, приводящих
к изменению размера гранул.
Реальные процессы гранулирования, протекающие в плот-
ных гравитационных слоях дисперсной фазы, сопровождаются,
как правило, уплотнением структуры формируемых гранул, их
истиранием, измельчением и т. п.
Учитывая тот факт, что при гранулировании порошкообраз-
ных материалов окатыванием наряду с процессами роста гра-
нул протекают процессы, приводящие к уменьшению их разме-
ров, под толщиной наслаиваемой пленки необходимо понимать
разность:
= (2-18)
где Х,г, Х;и — толщина наслаивающейся и истирающейся пленки за один
оборот гранулы вокруг собственной оси i-й фракции.
С учетом (2.18) уравнение (2.10) можно записать в виде
dt ddi = dr/л. (2.19)
В зависимости от технологических и гидродинамических па-
раметров процесса гранулирования, можно выделить следую-
щие частные решения уравнения (2.19).
При Л.,ИСА.,Г уравнение (2.19) имеет решения (2.11), (2.14),
(2.17).
При т. е. когда процессы истирания превалируют иад процес-
сами роста гранул, уравнение (2.19) имеет три решения:
при Z= const di = [d2i() — 4/?б<й^г т/л]1 /2; (2.20)
чри Ьги=*70— k'iT dt — [d2Zo = 21?б<о(2XZo — fc'rr) т/лр/2; (2.21)
при Хги =XiQexp (— k'2x) di = {d2?0— 4Xio/?6(o/nfe'2[l —
— exp (—fe'2T)])l/2( (2.22)
где fe/, k2—кинематические коэффициенты истирания гранул, соответствен-
но имеющие размерность м/с и с-1.
В общем случае, когда л,и и Х,г величины одного порядка,
решения уравнения (2.19) принимают более сложный вид. Для
различных условий гранулообразования решения уравнения
(2.19) сведены в табл. 2.1. Пользуясь этими уравнениями, мож-
но рассчитать гранулометрический состав продукта для любых
условий гранулирования в аппаратах барабанного типа. Одна-
ко полученные аналитические зависимости не учитывают .влия-
ния теплообмена на кинетику гранулообразования в грануля-
торах барабанного типа.
Аналитическое исследование [53] процессов гранулирования
в грануляторах барабанного типа, базирующееся на обобщен-
ном подходе к описанию кинетики гранулирования, основано
на следующих предпосылках:
38
все процессы гранулирования независимо от их аппаратур-
ного оформления осложнены процессами тепло- и массооб-
мена;
в процессе гранулирования влажный материал контактиру-
ет с теплоносителем, получая от него или отдавая ему тепло,
расходуемое на испарение влаги и нагрев (или охлаждение)
материала.
Таким образом, изменение агрегатного состояния гранули-
руемого материала приводит к изменению его температурного
поля. В свою очередь температурное поле определяет термо-
диффузионный поток влаги, препятствующий массопереносу,
вызываемому градиентом концентрации влаги [54].
При решении частных задач описания законов роста гранул
такое взаимосвязанное влияние процессов тепло- и массообме-
на и процесса гранулирования (при соответствующих краевых
условиях) возможно оценить лишь при разработке физических
моделей, определяющих механизм и кинетику гранулирования.
Для аналитического описания закона роста гранул в аппа-
рате барабанного типа разработана [21] следующая физиче-
ская модель роста гранул:
Таблица 2.1. Зависимости для расчета гранулометрического состава
удобрений при различных условиях гранулирования в аппаратах
барабанного типа
hT •И d.i I
Const Const Xi 0— k/x cP, 0+ (4Я6<о/л) (X,r- XiH)T (2.23) d2«0+ (4Яб<о/л)Хггт— (2/?6о>/л) X X(2d,0-*i'T)T (2.24)
Xioexp(— k2'x) d2,0 + (4/?б<о/л) Х,гт — (4d,- 0R6wlnk2) X X [ 1 — exp (— k2'x) ] (2.25)
Xfg ' k\% Const Xj 0— k,'x Xz(|exp(— k2'x) d2,0 + (2Ябы/л) (2d,- 0— k,x)x — — (4/?бш/л)Х/ит (2.26) cP,0+ (2/?сы/л) (2di()— k,x)x — — (2/?6со/л) (2d,- 0— kt'x)x (2.27) d2,„+ (2Яб<о/л) (2di(| — k,x} — — (4d,0WW) [1 — exp(— k2'x)] (2.28)
h0exp(—k2x} Const d2i,,+ (4d, yRcw/nki) [ 1 — exp (—- k2x) ] (2.29)
X;o— kx'x cP,0+ (4d,0R(,u>lnk2) [1 — exp(— k2x)] — — (2/?6<о/л) (2dj 0— k,'x)x (2.30)
X,oexp(— k2'x) d2,-0 + (4di0R6u>/nk2) [1 — exp(— k2x) J — — (47?6<»/л^2/) [ 1 — exp (— 62"r) ] (2.31)
39
Рис. 2.1. Модель роста гранул в гра-
нуляторе барабанного типа:
гя — радиус частиц ядра; г — текущий ра-
диус частиц ядра; гт — текущий радиус
гранулы; гк — конечный радиус гранулы;
Ci — толщина пленки жидкости
на сухое ядро — центр гра-
нулообразования, имеющее
сферическую форму, наносит-
ся сплошная пленка жидкой
фазы (рис. 2.1);
рост гранулы происходит
за счет наслаивания сухих тон-
ких частиц на окруженное
жидкой пленкой ядро;
предельный размер гранулы определяется удерживающей
способностью смоченного ядра. Кроме того, с учетом результа-
тов ранее выполненных исследований принято, что температур-
ное поле в грануле однородно, не изменяется за время пребы-
вания в грануляторе.
На основании принятой физической модели можно пола-
гать, что влага, заключенная между сухим ядром и слоем тон-
ких частиц, будет распределяться за счет разности концентра-
ций между ними (рис. 2.1). При этом распределение влаги
между сухим ядром и пленкой жидкости, а также между плен-
кой жидкости и сухими частицами, образующими внешний слой,
подчиняется одному и тому же закону одномерной сфериче-
ской диффузии:
duldi=am [ (д2и/дг2) + (2/гди/дг)], (2.32)
где и(г, т) — влагосодержание гранулы, зависящее в общем случае от ее
размера и времени; г — текущее значение радиуса гранулы.
Уравнение (2.32) удовлетворяет следующим краевым усло-
виям:
На интервале 0<г<гк
и(0,т)=ия (т),
на интервале (гя4-61)<гсгк:
ы(гя+61.т)=ипя,
и(гя,т)ипл;
и(гк, т)=«я,
(2.33)
(2.34)
где ия — влагосодержание ядра; гя — радиус частиц ядра; ыпл — влагосодер-
жание пленки жидкости; 6,—толщина пленки жидкости; гк—конечный ра-
диус гранулы.
Анализ экспериментальных данных по кинетике поглощения
влаги показал, что влагосодержание частиц пропорционально
ее поверхности, т. е. г2, и функция и(г, т) может быть аппрок-
симирована следующими зависимостями:
при 0<г<гж
и(г,т)=ия+(«пл —Ня) (г/Гя)2;
(2.35)
40
при (Гя+61)<Г<СГК
«=ия+(ипл-«я)(лк2-гт!)/кк2- (Гя+в1)2]. (2.36)
Принимаем начальное значение влагосодержания ядра рав-
ным влагосодержанию ретура ир, а и„л=1.
Решая совместно уравнения (2.32), (2.35) с учетом (2.33),
а затем (2.32) и (2.36) с учетом (2.34), получим уравнение
для расчета скорости роста гранул в грануляторе барабанного
типа:
Гк/гя=2{(1+б1/гя)2+91п [2 - (1 - Ия°)ехр(- 9amr/r«2)]}1/2 - 1. (2.37}
Так как 61<Сгя и и°я = 0, то уравнение (2.37) принимает вид:
ГкЛ-я=2{1+9 1п [2 - ехр(— 9атт/гя2)]),/2 - 1- (2.38)
Уравнение (2.38) получено на основе рассмотрения идеаль-
ного процесса роста гранул в грануляторе барабанного типа
при условии неизменности их структуры, отсутствия истирания,
дробления и других сопутствующих процессов, приводящих к
изменению размера гранул.
С учетом процессов уплотнения, истирания, измельчения
формирующихся гранул [21] аналитическое уравнение для рас-
чета радиуса гранул в зависимости от времени пребывания в
грануляторе барабанного типа может быть представлено в
виде:
гх=гя(2Д/ — 1)— kt, (2.39)
где Лг={1+91п[2—ехр(—9атт/г2я)]}1/2, k — кинетический коэффициент исти-
рания гранул (м/с), зависящий от свойств гранулируемого материала и па-
раметров процесса.
Значения кинетического коэффициента истирания могут
быть определены при сопоставлении идеального и реального
процессов гранулирования минеральных удобрений в грануля-
торе барабанного типа. Уравнение (2.39) можно представить
в другом виде, если известны основные размеры гранулятора.
При заданных конструктивных размерах гранулятора время
пребывания гранулируемого материала в аппарате определя-
ется по формуле
T=0,785Dc27-6®/Qm, (2.40)
где £)6 — диаметр барабана; Le— длина барабана; Ф — коэффициент запол-
нения барабана; Qm—объемный расход шихты через гранулятор.
В свою очередь объемный расход шихты через гранулятор
равен;
Qm=Ge(l+u)pH(l-nP). (2.41)
где Gc — производительность гранулятора по сухому продукту.
Подставляя (2.40) и (2.41) в формулу (2.39), получаем
уравнение для расчета скорости роста гранул с учетом физико-
механических, тепломассообменных свойств материала и конст-
41
ного типа.
Рис. 2.2. Экспериментальная (точки) и
расчетная (линия) зависимости радиуса
гранул аммофоса ZK от времени пребыва-
ния в грануляторе т
руктивных размеров гранулятора:
гк=г.(2Л" — 1) — kx, (2.42)
где N' = {1 + 9 1п[2 — ехр (— 9атВ/гя2)])|/2;
В=0,785£>в2Ро Ф рн (1 — up)/Gc(14-n).
При заданном гранулометриче-
ском составе исходного материала
и требуемом размере гранул гото-
вого продукта формула (2.42)
позволяет определить основные габариты гранулятора барабан-
На рис. 2.2 представлены расчетные и экспериментальные
кривые скорости роста гранул аммофоса в грануляторе бара-
банного типа. Как видно из рисунка, максимальное отклонение
расчетных значений диаметра гранул на выходе из гранулято-
ра от экспериментальных достигает 10%• Указанное отклонение
обусловлено тем, что расчетные значения радиуса гранул по-
лучены при рассмотрении идеального процесса гранулирования,
который не учитывает влияние сопутствующих процессов (из-
мельчения, истирания и т. п.), приводящих к изменению разме-
ра гранул. На основании сопоставления расчетных и экспери-
ментальных значений радиуса гранул в зависимости от времени
пребывания в грануляторе получена аналитическая зависимость
для расчета кинетического коэффициента k (в м/с) истирания
гранул:
A:=10-5(wGc/ar)1/2,
где и—угловая скорость вращения гранулятора; Gc—расход шихты через
гранулятор; аг— прочность гранул, при расчете принимается равной проч-
ности гранул готового продукта.
К этому же классу грануляторов барабанного типа отно-
сятся аммонизаторы-грануляторы, в которых одновременно с
процессом формирования гранул осуществляется процесс ней-
трализации свободной кислоты (азотной, фосфорной), содержа-
щейся в подаваемой жидкой фазе (пульпе, плаве).
Для расчета гранулометрического состава на выходе из ам-
монизатора-гранулятора можно воспользоваться уравнением
(2.42). Особенности расчета зоны аммонизации отражены в
гл. 6.
2.1.2. Кинетика гранулообразования в тарельчатых грануляторах
В работе В. Г. Евдокимова проведен комплекс теоретиче-
ских и экспериментальных исследований кинетики гранулиро-
вания различных материалов в тарельчатом грануляторе (ци-
42
тируется по [21]). При выводе уравнения для расчета фракци-
онного состава продукта автором были приняты следующие
допущения:
в любой точке гранулятора материал перемешан равно-
мерно;
из гранулятора с одинаковой вероятностью выходят грану-
лы любого размера;
закон роста распространяется на все время пребывания,
в том числе и на процесс возникновения центров окатывания;
исходный материал поступает только в виде разрозненных
частиц.
В результате проведенных автором исследований получено
уравнение для расчета фракционного состава материала на
выходе из тарельчатого гранулятора:
2г
Ч = ₽4/е j г3exp (— ₽r) dr, (2.43)
'1
где ц —доля фракций от г, до г2; ₽=ро/«тср (тср — время пребывания;
Ро — плотность частиц; а — коэффициент скорости роста гранул, зависящий
от физико-химических свойств материала и условий окатывания).
При этом закон роста гранул выражается формулой:
г=го+(а/ро)т. (2.44)
Принятые теоретические предпосылки сужают диапазон
использования уравнений (2.43), (2.44), так как эти предпо-
сылки практически не подтверждаются в процессе эксперимен-
тальных исследований. Кроме того, определение коэффициента
скорости роста гранул (а) требует проведения большого объ-
ема экспериментальных работ.
Дальнейшее развитие теоретические исследования кинетики
роста гранул в тарельчатых грануляторах получили в работе
А. М. Когана (цитируется по [21]), предложившего уравнения
материального баланса для гранул i-й фракции и исходных
частиц:
dQz/dT= (kf+kfQi) Qt-t — — kblQi, (2.45)
dQ0[dt= Фо — kt,bQo — kt”Q0 — kifQ0Qi —
- 2 i - Qi-1 • (2.46)
Z=2
где Qi — масса i-й фракции; т — время гранулирования; Фо — производитель-
ность; — коэффициент скорости начала образования i-й фракции; —
коэффициент возрастания скорости роста гранул i-й фракции; ke i — коэффи-
циент выгрузки i-й фракции; Лв/=Фвых(/С<-
Модель позволяет принять допущение об образовании
i-й фракции из (i—1)-й в результате сцепления ее частиц с ис-
ходными частицами г0. Как видно из формул (2.45) и (2.46),
скорость роста зависит от диаметра частиц и увеличивается с
43
возрастанием последнего, поскольку увеличиваются поверх-
ностная влажность и силы поверхностного натяжения, что обу-
словлено появлением жидкости, вытесненной из пор.
Автор исследовал зависимость скорости роста от режима
работы гранулятора. Обнаружено, что скорость роста возрас-
тает с увеличением числа оборотов диска. Коэффициент запол-
нения влияет на размер гранул косвенно, через время пребы-
вания. С уменьшением последнего размер гранул уменьшается.
Скорость же роста от коэффициента заполнения не зависит и
растет с увеличением диаметра диска.
Для использования уравнений (2.45) и (2.46) необходимо
экспериментально определить коэффициент /?; А,н линейно зави-
сит от поверхности частиц и не зависит от времени окатывания
и влажности, так как определяется капиллярными силами,
уменьшается с ростом времени гранулирования и увеличивает-
ся с ростом влажности и диаметра гранул, поскольку скорость
роста зависит от поверхности гранул. Автором найдены сле-
дующие эмпирические зависимости:
*i₽=f(ln тгр, и*, г?), (2.47) feH=f(z2), (2.48)
A^(,+1)=f(r2), (2.49) Trp=f(a, Фо). (2.50)
Для определения оптимальных параметров предлагается
решать системы уравнений, в которые нужно подставить раз-
личные значения параметров. Совокупность параметров, обес-
печивающих максимальный выход товарной продукции, пред-
лагается считать оптимальной.
А. М. Коган наиболее полно описывает непрерывный про-
цесс гранулирования методом окатывания на тарелке, но эта
работа не лишена некоторых недостатков. Уравнения (2.45) —
(2.46) даны не в обобщенных переменных и пригодны только
для исследованного аппарата. Предложенный способ опреде-
ления оптимальных параметров по максимальному выходу то-
варной фракции не может быть признан правильным, посколь-
ку поддержание таких параметров не всегда реально. Здесь
следовало бы исходить из условия минимальных затрат при
максимальном выходе товарного продукта.
Расчет гранулометрического состава по приведенным выше
уравнениям (по данным авторов этих работ) дает удовлетвори-
тельную сходимость результатов с данными эксперимента. Для
выбора той или иной методики расчета необходимо знать за-
кон роста и кинетические константы, входящие в уравнение.
Определение последних весьма трудоемко, а экспериментально
получаемые результаты справедливы лишь в узком интервале
изменения параметров. Установить априори закон роста, как
правило, невозможно, поскольку он существенно зависит от па-
раметров процесса и материала. Все это значительно усложня-
ет применение рассматриваемых методик для инженерных рас-
четов.
44
2.2. Движение материалов при окатывании
Характер движения сыпучего материала во вращающихся
аппаратах определяет их транспортную производительность,
а также существенно влияет на эффективность процесса гра-
нулирования. Кроме того, для обоснованного выбора оптималь-
ных технологических параметров процессов гранулирования
необходимо знать время пребывания материала в аппаратах
различного типа.
Движение материала в барабанах с гладкими стенками.
Известно, что в поперечном сечении гладкого вращающегося
барабана сыпучий материал движется по замкнутому циркуля-
ционному контуру. Материал, находящийся в грануляторе,
можно разделить на поднимающийся (AN В) и скатывающийся
(АА'ВВ') слой (рис. 2.3,а). Принято, что первый слой толщи-
ной Лб вращается вместе с барабаном и неподвижен относи-
тельно его поверхности (цитируется по [55]). Второй слой ма-
териала движется по первому в противоположную сторону,
толщина его Лск меньше толщины первого слоя, а средняя ско-
рость скатывания оск больше. Между ними находятся частицы,
которые вращаются и выполняют роль катков для скатывания
подвижного слоя. Измерение толщин подвижного и неподвиж-
ного слоев позволяет, по мнению автора, определить среднюю
скорость скатывания частиц материала. Сыпучий материал
(в сечении — сегмент) поворачивается вместе с барабаном от-
носительно оси вращения, поэтому в любой точке сегмента мож-
но определить скорость движения частиц — из выражения vK =
= со/?б-
Предположив, что в подвижном слое, в сечении N—N, ско-
рость Оск одинакова по всей толщине, а в неподвижном слое
Рис. 2.3. Схема движения материала в пересыпающемся слое барабана:
а — условный слой; б -* реальный слой
45
скорость подъема меняеется от v б ДО Va”, автор определяет
количество материала, скатывающегося в единицу времени
через сечение N—N:
Qck — ск^СК»
и поднимающегося:
<26=Fef6c₽,
где FcK=hCKL6 — площадь поперечного сечения скатывающегося слоя; La —
длина барабана; Ft,—hc,La— площадь материала, поднимающегося с бара-
баном.
Из условия равенства количества поднимающегося и ска-
тывающегося материала получена зависимость для определе-
ния средней скорости скатывания:
Оск=1>бсрЙв/Лск« (2.51)
Значения иб и иСк замеряют в процессе проведения экспери-
мента. На основании полученных экспериментальных данных,
автор предлагает определять зависимость среднего времени
скатывания частиц материала от средней скорости слоя, вра-
щающегося вместе с барабаном. Но при этом указывается, что
действительная скорость скатывания частиц по свободной по-
верхности больше, а время меньше, чем расчетные, так как слой
скатывающихся частиц менее плотный, чем слой частиц, под-
нимающихся вместе с барабаном.
Использование предложенных зависимостей требует прове-
дения большого объема экспериментальных работ, что ограни-
чивает область их применения.
На основе рассмотрения динамики движения материала во
вращающихся печах получена система уравнений, описываю-
щих кинематику движения частиц в пересыпающемся слое.
Однако эту систему уравнений аналитически решить нельзя, по-
скольку неизвестен угол [}д (рис. 2.3,6), образованный поверх-
ностью ссыпающегося слоя с горизонтальной плоскостью и оп-
ределяемый экспериментально (цитируется по [55]).
Аналитическое уравнение для расчета (Зд получено [56] на
основании следующих предпосылок: ссыпание материала пред-
ставляет собой движение частиц по наклонной плоскости, об-
разованной поверхностью откоса слоя. Количество материала,
проходящего при вращении барабана через различные сечения
по длине верхней половины хорды поднимающегося слоя, про-
порционально окружным скоростям соответствующих концен-
трических окружностей, т. е. их диаметрам. Поэтому материал
поступает через хорду слоем треугольного поперечного сечения
с вершиной в ее центре. Рассматривая поперечное сечение под-
нимающегося слоя как прямоугольный треугольник КЕТ (см.
рис. 2.3,6) с основанием, равным /х.п/2, автор определяет поло-
жение центра тяжести через усредненные размеры ссыпающего-
ся слоя:
tg(₽« — ₽с)=2Лм.пДх.п=2/1м п/[Р62- (Pc cos Ф/2-4-Л2м.п)]*'2, (2.52)
46
где Рд — угол, образованный поверхностью ссыпающегося слоя с горизон-
тальной поверхностью; рс — угол ссыпания; Лм.п — высота ссыпающегося
слоя; £>б — диаметр барабана; Ф — центральный угол сегмента, занятого ма-
териалом.
Высота ссыпающегося слоя (в м):
,_____________лРрп (1 — cos Ф/2) [£>б (1 + cos Ф/2) + 2/гм п]_
“•п “ 138,6g0-5 (Лм. n/cos рс)0-5 + 2лп [£б + (1 + cos Ф/2) + 2ЛМ п) ‘
(2.53)
Средняя скорость движения материала вдоль оси барабана
(в м/с):
v _ 4,62g°-5fe1-5M п [ргб_ (рбcosФ/2 -рЙМ- n)2]0-5 sin ап ,954ч
ос D26 (Фл/180 — sin Ф) cos0-5 рс sinpy ’ * ‘ '
Среднее время пребывания частиц в ссыпающемся слое (за
одно ссыпание) (с)
Тм.п=2/х.п/ЗИ7м.п=2{[£)62(£)6cos Ф/2+/гм.п)2]cos Pc/3g/iM.n),/2. (2.55)
где ,п — средняя скорость ссыпания (в м/с), определяемая по уравнению
W’M.n=(g/!M.n/3cospc)°-5. (2.56)
Время пребывания частиц в поднимающемся слое (в с):
Тм.п= (60/лРс/г) {TV— (-06 cos Ф/2-)-2Лм.п)2+
+ 16/3 [(£>6/2)(1 - cos Ф/2) — Лм.п]2}1'2.
(2-57)
Уравнения (2.52) — (2.57) справедливы в случае, когда раз-
ница углов (рд—рс) не превышает 6—8°, т. е. при частоте вра-
щения барабана 0,5—2,0 С-1. В производстве многих гранули-
рованных продуктов она значительно выше, что снижает воз-
можный диапазон использования уравнений (2.52)—(2.57) для
расчета грануляторов, реакторов и другого оборудования.
Утверждают [57], что- если известно уравнение, описываю-
щее границу раздела поднимающегося и скатывающегося сло-
ев материала (линия АСВ, рг
пребывания частиц в подни-
мающемся слое не представля-
ет трудностей. Сложнее опре-
делить время пребывания ча-
стиц в скатывающемся слое,
поскольку при скатывании про-
исходят разрыхление и слу-
чайные соударения частиц, что
влияет на их скорости и траек-
тории движения. Скорости,
траектории движения частиц,
а следовательно, и время их
пребывания в скатывающемся
Рис. 2.4. Схема движения сыпучего
материала
2.4), то определение времени
ГА
47
слое неодинаковы по толщине этого слоя. Автор [57] предла-
гает определять среднее время тс пребывания частиц в скаты-
вающемся слое, т. е. время, за которое произойдет полное об-
новление материала этого слоя.
Количество материала, находящегося в скатывающемся
слое, при этом равно:
QcK=Q-Qn. (2.58)
где Q= 1/2£брн₽б2(2б0 — sin 26О)—общее количество материала в бараба-
не; Qn=FnLepH— количество материала, находящегося в поднимающемся
слое.
Площадь Fu поперечного сечения поднимающегося слоя
можно определить по следующему выражению [57]:
хв
F„ — 1/2Яб (26± — sin 26i) + j Ах2 dx — j (figcos 6X — "[/R2f> — x®) dx,
0 xb
где A—2Re sin 60 sin (60—6i) / [2/?r, sin 60 cos (60—6i)—Rc, sin 6J2;
xB=2R0 sin 60 cos(60 — 6]) —/?6Sin6i; xD=R6sin6i.
Среднее время пребывания материала в скатывающемся
слое
тс=2(2с/4рнш(Яб2 —Яс2). (2.59)
Как указывает автор [57], в приведенных зависимостях от-
сутствуют эмпирические коэффициенты, для определения ко-
торых требуются модельные установки.
Движение материала в грануляторах тарельчатого типа.
Характер движения гранулируемого материала в тарельчатых
грануляторах имеет свои особенности, обусловленные значи-
тельной величиной центробежных сил, развивающихся при вра-
щении тарелки [59].
Движение гранул на тарелке определяется системой сил,
зависящих, в свою очередь, от скорости вращения и угла на-
клона тарелки, ее диаметра, а также от коэффициента трения
частиц материала друг о друга. Под действием сил гранулы
прижимаются ко дну тарелки, поднимаются на определенную
высоту, а затем под действием силы тяжести скатываются
вниз. В работе указывается, что до момента отрыва гранулы
от борта тарелки все силы уравновешивают друг друга
(рис. 2.5) [59]:
G2"=FtpI; R1+G2,=Fu-|-FTpCosp. (2.60)
Тело отрывается от борта и начинает скатываться по по-
верхности тарелки в тот момент, когда сила Ri (реакция борта)
становится равной нулю, т. е. проекция силы тяжести тела бг
уравновешивается суммой центробежной силы и проекции силы
трения Ттр2 на направление радиуса тарелки ОА
G2' = Fu-|-Ftp2 COS Р,
или mgsinacosp=(mvo2/7?T)+mgcosaf cosp, (2.61)
48
где tiu — лвнейная скорость вращения, м/с; /?т—радиус тарелки, м; f — ко-
эффициент треиия материала о поверхность днища тарелки; а — угол накло-
на днища тарелки к горизонту, град; (J — угол отрыва тела от борта та-
релки, град.
После несложных преобразований получено:
Rtn2/900= (sin а—f cos a) cos р. (2.62)
После отрыва от борта частицы материала движутся по до-
вольно сложной траектории. Различное положение на плоско-
сти тарелки падающих потоков частиц разной крупности неиз-
бежно вызывает вполне определенное расположение гранул и
по высоте слоя. Первыми к борту тарелки, а следовательно,
и на днище поступают самые мелкие фракции, выше распола-
гаются более крупные частицы. На самом верху располагаются
комки максимального размера. Дальше цикл повторяется: на
определенной высоте, соответствующей критическому значению
угла р, скатываются самые крупные комки, затем по мере
подъема скатываются по тарелке гранулы меньшего размера.
По мере увеличения размеров частиц траектория их представит
собой своеобразную неправильную спираль, в которой каждый
последующий виток располагается в плоскости, отходящей от
поверхности диска гранулятора, а нисходящая ветвь витки при-
ближается к борту тарелки (рис. 2.6). Анализ уравнения (2.62)
показывает, что при оптимальных условиях работы тарельчато-
го гранулятора угол наклона тарелки и частота вращения ве-
личины взаимосвязанные. При малой скорости вращения та-
релки гранулы не достигают верхней точки, при чрезмерно
большой — скапливаются около скребка, обнажая центральную
часть тарелки. В обоих случаях производительность грануля-
тора снижается из-за плохого использования поверхности та-
релки.
Рис. 2.5. Схема действия сил на гранулу:
а — вид сверху; б — вид сбоку
4—631
49
вания методом окатывания
Рис. 2.6. Траектория движения материа-
ла на тарели гранулятора
2.3. Влияние параметров
окатывания на качество продукта
Анализ уравнений (2.42),
(2.43) показывает, что основны-
ми параметрами, влияющими на
качество продукта, получаемого
с использованием грануляторов
барабанного типа, являются вла-
госодержание слоя, его темпера-
тура и время пребывания мате-
риала в грануляторе. Как ука-
зывалось выше, для гранулиро-
характерна очень узкая область
оптимальных отношений жидкой и твердой фаз. Оптимальный
диапазон влажности гранулируемого материала зависит от хи-
мического состава и температуры слоя. На рис. 2.7 в качестве
примера приведены зависимости выхода товарной фракции от
влажности шихты (при постоянной температуре слоя на выходе
из гранулятора) для ряда удобрений.
Как видно из рисунка, по мере увлажнения шихты выход товарной
фракции увеличивается, достигая максимального значения, а при дальней-
шем увлажнении шихты происходит уменьшение выхода товарной фракции.
Такой характер зависимости выхода товарной фракции от влажности объ-
ясняется тем, что при постоянной температуре гранулируемой шихты коэф-
фициент диффузии влаги имеет постоянное значение, поэтому недостаточное
увлажнение слоя не обеспечивает равномерного и однородного агломери-
рования порошка. Прв достижении необходимого увлажнения шихты проис-
ходит равномерное агломерирование частиц порошка с последующим окаты-
ванием в гранулы преимущественно одинакового размера, т. е. обеспечива-
ется максимальный выход товарной фракции. Значительное переувлажнение
шихты приводит к так называемому массовому гранулированию, когда в ба-
рабане образуются отдельные крупные гранулы.
Оптимальная влажность, соответствующая максимальному
выходу товарной фракции, изменяется в зависимости от темпе-
ратуры гранулируемого слоя. На рис. 2.8 представлена зависи-
мость изменения оптимальной влажности от температуры слоя
в барабане. Из рис. 2.8 видно, что с увеличением температуры
шихты оптимальная для процесса гранулирования влажность
уменьшается. Характер этой зависимости объясняется увеличе-
нием эффективности гранулообразования вследствие выравни-
вания поля температур внутри гранул и уменьшения переноса
влаги внутрь гранулы за счет перепада температур. Известно,
что с увеличением температуры возрастает растворимость мине-
ральных удобрений. Следовательно, увеличение температуры
гранулируемой шихты должно привести к увеличению прочно-
сти гранул.
Этот вывод положен в основу разработки технических ре-
шений по повышению качества суперфосфата. Разработан и
50
внедрен новый способ гранулирования [60], сущность которо-
го заключается в подогреве шихты в процессе ее гранулирова-
ния. Опытно-промышленные испытания нового способа грану-
лирования суперфосфата проведены в два этапа: без подогре-
ва и с подогревом слоя материала в грануляторе паром.
Проектная производительность технологической линии по
готовому продукту—15,4 т/ч. Средние показатели работы за
период промышленных исследований (табл. 2.2) свидетельству-
ют о том, что при производительности технологической линии
по готовому продукту 14,4 т/ч он не соответствует требованиям
ГОСТа (влажность — 5,63, по ГОСТу — не более 3%; проч-
ность гранул — 0,07 МПа, по ГОСТу — не менее 20 МПа).
На втором этапе промышленных исследований в процессе
гранулирования суперфосфата температуру слоя в грануляторе
поддерживали в диапазоне 63—64 °C. Подогрев суперфосфата
в процессе гранулирования позволил увеличить производитель-
ность технологической линии до 16—18 т/ч с получением гото-
вого продукта, соответствующего по всем показателям требо-
ваниям ГОСТа.
Таким образом, на основании промышленных исследований
установлено, что подогрев шихты в процессе гранулирования
до температуры 63—64 °C позволяет увеличить производитель-
ность технологической линии по готовому продукту на 20% с
одновременным увеличением прочности гранул.
Оптимальное содержание жидкой фазы изменяется в зави-
симости от фракционного состава исходного сырья. С уменьше-
нием тонины помола снижаются порозность материала и коли-
чество жидкости, необходимой для заполнения пор. Экспери-
Рис. 2.7. Зависимость выхода товарной фракции Qr от влажности аммофоса
в грануляторе W
Рис. 2.8. Зависимость оптимальной влажности W гранулируемого аммофоса
от его температуры t
4*
51
Таблица 2.2. Средние показатели работы
Производи- тельность по готовому продукту, т/ч Продукт нз гранулятора Продукт нз сушильного барабана
температу- ра, °C влажность, % температура газов, °C на входе | на выходе температура продукта, С
Без пара
14,4 31 18,2 690 95 68
16,25 63 13,4 665 ПО С паром 93
17,0 68 12,7 665 ПО 93
18,0 68 12,9 665 ПО 93
ментально установлено, что с увеличением удельной поверхно-
сти на 104 м2/кг оптимальная влажность существенно уменьша-
ется— на 1,45%.
Большое значение для процесса гранулирования имеет со-
стояние поверхности частиц. Поверхность частиц тонкоизмель-
ченного материала имеет неупорядоченное расположение моле-
кул, аморфна и активна в отношении явлений адгезии. Поверх-
ностная активность снижается в присутствии примесей, во вре-
мя сушки или длительного хранения. При одинаковой влажно-
сти шихты размер гранул зависит от равномерности распреде-
ления связующего. Локальное переувлажнение шихты приводит
к образованию крупных гранул и комков, в то время как часть
шихты выгружается в виде порошка, т. е. возрастает неравно-
мерность гранулометрического состава.
На равномерность увлажнения в большой мере влияет ме-
тод распиливания жидкости. При грубом диспергировании об-
разуются крупные капли, вокруг которых возникают комки,
При интенсивном перемешивании и мелкодисперсном распили-
вании жидкости происходит равномерная гомогенизация ших-
ты, что обеспечивает узкий гранулометрический состав продук-
та. Иногда, в отсутствие центров гранулообразования на на-
чальной стадии процесса, увлажнение ведут крупными каплями
до влажности, на 3—4% меньшей оптимальной, а остальную
часть влаги распределяют по длине барабана или подают на
мелкую фракцию при гранулировании на тарелке.
2.4. Особенности гранулирования
в турболопастном скоростном грануляторе
Процесс гранулирования порошкообразных материалов в
присутствии жидкой фазы в турболопастном скоростном гра-
нуляторе по своему механизму близок к процессам окатыва-
ния, осуществляемым в барабанных или тарельчатых аппара-
52
технологической линии производства суперфосфата
Продукт из сушильного барабана Готовый продукт
гранулометрический со- став, % +4 мм +1—4 мм| —1 мм влажность, •% прочность гранул, МПа влажность, % прочность гранул, МПа
25 71 4 8,02 7,2 5,63 7,2 23 68 9 2,8 29,0 2,60 23,2 19 75 6 2,4 25,6 2,59 21,6 20 72 8 2,5 23,4 2,64 21,6
тах [61]. Гранулообразование аз скоростном грануляторе идет
под интенсивным воздействием на гранулируемую массу пере-
мешивающих элементов, вращающихся с частотой 170 с-1
(рис. 2.9). Время пребывания материала в турболопастных ап-
паратах составляет от нескольких секунд до 2—3 мин.
К особенностям скоростного гранулирования можно отнести
четко выраженную стадийность гранулообразования, т. е. по-
следовательную смену этапов формирования гранул: смешение,
агломерация, дезынтегрирование, уплотнение полученных гра-
нул и придание им шарообразной формы.
В процессе скоростного гранулирования возможно эффек-
тивное течение химических реакций. Роль связующего в этом
случае могут играть жидкие продукты реакций. Кроме того,
интенсивное перемешивание вызывает повышение температуры
гранулируемого слоя и может привести к термопластификации
или образованию эвтектик. Термопластификация или фазовый
переход части твердой фазы слоя в жидкое состояние позволя-
ют осуществить гранулирование при меньшем количестве свя-
зующего или без него и получить гранулы, не нуждающиеся в
последующей сушке. Примером такого процесса является полу-
чение сложно-смешанных удобрений на основе аммиачной се-
Рис. 2.9. Схема скоростного турболопастного гранулятора:
1 — корпус гранулятора; 2 — шнек; 3 — вал ротора; 4 — пальцы ротора
53
Рис. 2.10. Зависимость выхода товарной
фракции Q,. при гранулировании белково-ви-
таминного концентрата (БВК) от влажно-
сти W слоя при различных расходах смеси
Qrp и скоростях ротора ир
литры или карбамида. В результа-
те анализа движения потоков обра-
батываемого материала в грануля-
торе окатывания скоростного типа
определены [62] важнейшие пара-
метры процесса.
Осевая скорость перемещения гранулируемого слоя
С'ос- Qo/^Рнф^К^»
(2.63)
где Qo — расход гранулируемой смеси; рн—насыпная плотность гранули-
руемой смеси; <р — коэффициент заполнения рабочей камеры гранулятора;
Rk — радиус рабочей камеры гранулятора; I—длина пути гранул в процес-
се их обработки:
/=£лрн<р£о7?к3/(2о, (2.64)
где L—длина рабочей камеры гранулятора; со—частота вращения вала
гранулятора.
Средний диаметр получаемых гранул рассчитывают по зависимости,
аналогичной уравнению (2.2):
d=d0 exp m(W — №р), (2.65)
где d0 — диаметр гранул, соответствующий началу гранулообразования;
т — коэффициент, зависящий от свойств материала и величины центробеж-
ного критерия Фруда; W — содержание связующего в гранулируемой смеси,
соответствующее началу гранулообразования.
Расход связующего определяют по следующей зависимости:
QcB=Qo(W'«+l//nlnd/do). (2.66)
Выход товарной фракции зависит от содержания связующего в грану-
лируемой смеси, расхода гранулируемой смеси н частоты вращения ротора
(рис. 2.10) [63]. В этой же работе получена эмпирическая зависимость для
расчета среднего диаметра гранул в зависимости от влажности гранулируе-
мой смеси:
dcp=5,67№—1,383. (2.67)
Авторами [63] показано также, что распределение гранул, получаемых
в турболопастном грануляторе, по размерам подчиняется логарифмически
нормальному закону распределения:
f (d) = (1/d 1g о ”[/2л) exp —- [(Igd — lgdcp)2/21gT]. (2.6S)
Закономерности (2.67) и (2.68) получены в результате обобщения дан-
ных по гранулированию различных по физико-мехаиическим свойствам ма-
териалов (фосфоритной муки, перкарбоната натрия, паприиа и синтетиче-
ских смол). При этом параметры гранулирования изменялись в пределах:
43% >№>30%, 1,12 MM>dcp>0,31 мм; 1,38>о>1,12.
54
2.5. Методика расчета
Методика расчета гранулятора барабанного типа. Методи-
ка расчета гранулятора барабанного типа сводится к определе-
нию его диаметра и длины при известном времени пребывания
материала в грануляторе.
Диаметр гранулятора D6 (в м) определяют из уравнения
D6= [0,785гФрн(1 — up)/SGc(l+u)]1/3,
где z — отношение длины к диаметру барабана, при расчете принимают
2=2—4; Ф — коэффициент заполнения барабана, обычно принимают Ф=0,10—
0,15; рн — насыпная плотность исходного материала, подаваемого в грану-
лятор, кг/м3; Пр — влагосодержание ретура на сухое вещество, кг/кг; В —
коэффициент вариации, определяется из уравнения;
гк=гя(2М — 1) — £т,
где
N= {1 +9 In [2 - exp (- 9атВ/гя2) ]} *'2
(гк — средний радиус гранул готового продукта, м; гя—средний радиус ча-
стиц ретура, м; ат—коэффициент диффузии жидкой фазы, м2/с; т — время
пребывания материала в грануляторе, с; Gc—производительность по сухо-
му продукту, кг/с; и — влагосодержание гранулируемого материала (на
сухое вещество), кг/кг; k-—коэффициент истирания, м/с,
A:=lO-s((oGc/ar)‘/2,
где —угловая скорость вращения гранулятора, с-1; ог — прочность гранул
готового продукта, МПа.
По расчетному значению определяют длину гранулятора:
Lt,=zD(,, а затем рассчитывают объемный расход шихты
(в м3/с) через гранулятор:
Qm= Gc (1+«) /ри (1 —Up).
По найденным размерам барабана уточняют время пребы-
вания материала в грануляторе:
T=L6/fOc (где иос=4(2ш/л£»в2Ф).
Расход воды в GB (кг/с) на увлажнение рассчитывают из
материального баланса:
G„=Gcii/(l — gp),
где gt> — необходимое содержание рецикла в шихте.
Методика расчета тарельчатых грануляторов. Инженерная
методика расчета тарельчатых грануляторов наиболее полно
разработана в работе [59], автор которой исходит из предпо-
сылки, что для получения динамических уплотняющих нагру-
зок одинаковой величины в тарельчатых грануляторах различ-
ного диаметра скорости в конце скатывания гранул должны
быть равны, следовательно:
sin а2 — f cos 02= (O1/D2) (sin Oi — f cos aj. (2.69)
Существенным параметром гранулятора, как указывает ав-
тор [59], является высота борта, которая наряду с углом на-
55
клона и диаметром тарелки определяет количество материала,
одновременно находящегося в грануляторе. Эту величину, от-
несенную к площади тарелки, можно охарактеризовать как
удельную постоянную нагрузку (в т/м2). Производительность
тарельчатого гранулятора увеличивается с повышением удель-
ной постоянной нагрузки до определенного предела (0,15—
0,20 т/м2). При дальнейшем повышении нагрузки производитель-
ность начинает уменьшаться.
Исходя из изложенного, первичным параметром, определяю-
щим эффективность работы тарельчатого гранулятора при пере-
ходе от одного размера к другому, следует считать угол наклона
тарелки к горизонту а. Если на грануляторе одного диаметра
(Z>i) экспериментально найдено оптимальное значение угла, при
котором обеспечивается наибольшая производительность по гра-
нулам заданного размера, то пользуясь соотношением (2.69),
можно найти оптимальное значение угла ад для гранулятора
другого диаметра (£>2).
Частота вращения тарелки определяется по уравнению:
G>2=<Oi£>1/Z?2>
где (01—частота вращения экспериментальной тарелки; — диаметр экспе-
риментальной тарелки, м.
Глава 3
ГРАНУЛИРОВАНИЕ ПРЕССОВАНИЕМ
И ФОРМОВАНИЕМ
Перспективность методов прессования и формования обу-
словлена постоянным увеличением выпуска ряда гранулирован-
ных продуктов (удобрения, полимеры, смолы и т. п.), в произ-
водстве которых эти методы нашли широкое использование.
Кроме того, намечается тенденция утилизации отходов в грану-
лированном виде.
В настоящее время в СССР и за рубежом (США, Франция,
Германия и др.) в промышленных условиях с использованием
метода прессования выпускается ряд гранулированных удобре-
ний: хлорид калия, сульфат аммония, нитрат калия, фосфорно-
калийные (РК) удобрения и другие продукты. Эффективность
технологических линий по производству гранулированных хи-
мических продуктов зависит от механизма уплотнения, который
во многом определяется типом используемого оборудования.
В производстве гранулированных химических продуктов исполь-
зуют таблетмашины, прессы с гладкими или профилированны-
ми валками, а также экструдеры и формователи, в которых
56
предварительно подготовленную массу продавливают через ка-
налы определенной конфигурации.
Наибольшее распространение в отечественной промышлен-
ности получил метод непрерывного прессования порошков с
использованием прессов с гладкими вращающимися валками.
3.1. Уплотнение порошков при непрерывном
прессовании
В процессе непрерывного прессования порошков их плот-
ность изменяется от насыпной рн до плотности плитки (ленты)
рл. Общий метод решения задачи уплотнения порошков заклю-
чается в последовательном проведении аналогии с результата-
ми, полученными в теории упругости для соотношения между
напряжениями и деформациями при соответствующих напря-
женных состояниях.
В многочисленных отечественных работах по теории непре-
рывного уплотнения порошков показано, что прокатка порошка
в полосу отличается от прокатки компактного материала и в то
же время имеет с ней много общего.
Отмечается [23], что плотность ленты и ее толщина в про-
цессе непрерывного уплотнения формируются в результате
взаимодействия всех геометрических параметров валковых
прессов и физико-механических свойств порошка, связанных
между собой сложными зависимостями. В настоящее время
трудно вывести уравнение, отражающее все многообразие
влияния параметров. Основным параметром, влияющим на тол-
щину и плотность ленты, является давление прессования. Ис-
следованию эпюр распределения давления по зонам вальцево-
го уплотнителя посвящен ряд экспериментальных и теоретичес-
ких работ [23, 64]. Например, предложен [64] аналитический
метод построения эпюр давлений для различных зон валково-
го пресса. Для краткости приводится анализ полученной зави-
симости для зоны отставания.
На рис. 3.1 угол прокатки ар
определяет положение начала
зоны деформации и толщину на-
чального сечения hP (tx — каса-
тельное напряжение). Угол упру-
гого сжатия валков «с определя-
ет сечение выхода ленты из вал-
ков, ctn — угол прессования. Вы-
делив в зоне отставания беско-
нечно малый элемент abdc
(рис. 3.1) и рассмотрев условия
Рис. 3.1. Распределение давления по зо-
нам валкового пресса
57
равновесия этого элемента, автор [47] получил уравнение для
расчета давления в зоне отставания:
Рх =------—----Г-^--------—+ ~ /вн~Ф—Лр(—Увв/Ф], (3.1)
^в(ар—Т) L2/bh /вн + 2/ЕН(/вн + <р) \Лх/ J
где kc. — максимальная величина сопротивления деформации порошка; fDH —
коэффициент внешнего трения.
Использование уравнения (3.1) в настоящее время не пред-
ставляется возможным, так как в литературе отсутствуют све-
дения о величине сопротивления деформации порошка. В то
же время известно, что плотность ленты связана с максималь-
ным давлением прессования. Поэтому в работе [64] получено
уравнение для расчета давления в зоне отставания, выражен-
ного через максимальное давление Ртах:
Рх=Рщах [ (Лл — /внРвУ)/ вн+fbkRbI) J X
X [(Лл+/внЛв«х)/(Лл - Гвк/?вах)], (3.2)
где а* — текущее значение угла прокатки, рад.
При расчете давлений по уравнению (3.2) необходимо экс-
периментальное определение максимального давления прессо-
вания, что требует проведения большой экспериментальной
работы.
Другие авторы [23] при выводе уравнения для аналитиче-
ского решения напряженного состояния шихты в зоне отстава-
ния исходили из предпосылки, что для сжимаемых порошковых
сред относительное изменение объема определяется средним
нормальным напряжением ос:ev=f(сгс). Вид функции f(oc) для
каждого материала зависит от физико-механических свойств
порошка и других параметров, но не зависит от того, при ка-
ких условиях — простом или сложном (одно- или двух-трехос-
ном) напряженных состояниях — величина ос достигает данного
значения. С учетом того, что связь между относительным изме-
нением объема ev и степенью уплотнения z определяется соотно-
шением ev=l—1/z, автор [23] получил уравнение для расчета
плотности порошкообразных материалов в процессе их уплот-
нения:
Рл=Рн/[1 —/(Ос)] (3.3)
(где рн — насыпная плотность).
Функциональная зависимость f(oc) наиболее просто опре-
деляется при уплотнении порошков в закрытой матрице. При
одностороннем прессовании в матрице среднее нормальное на-
пряжение
Ос— (14-2£)Ру.д/3
(где £ — коэффициент бокового давления; Руд — давление уплот-
нения).
Таким образом, зависимость f(oc) можно найти, определяя
для каждого значения давления прессования величину | и ву.
58
3.2. Аэродинамика уплотнения порошков
Непрерывное уплотнение сухих порошковых материалов на
вальцевых уплотнителях вызывает интенсивное выдавливание
газовой фазы и ее фильтрацию в зазоре, образованном двумя
цилиндрическими поверхностями валков. Выдавливаемый в про-
цессе уплотнения порошков газ, фильтруясь в направлении, про-
тивоположном движению порошка, препятствует поступлению
его в зону сжатия. С увеличением скорости прессования выше
допустимой скорость газового потока возрастает. При очень ма-
лой скорости уплотнения истечение порошка также ухудшает-
ся— в результате образования свода. Поэтому для выбора оп-
тимальной скорости прессования порошков необходимо опреде-
лить допустимый интервал скоростей, т. е. минимально и мак-
симально допустимые скорости вращения валков.
3.2.1. Определение минимальной скорости
уплотнения
Минимальную скорость прессования порошковидных удобре-
ний на валковых прессах можно ориентировочно определить,
исходя из предположения, что плотность порошкообразного ма-
териала в процессе его уплотнения меняется скачкообразно от
насыпной плотности рн до плотности ленты рл. При этом масса
порошкообразного материала, проходящего через определенный
зазор между валками пресса в единицу времени, определяется
как
G„v>LBhQ. (3.4)
Масса ленты, получаемой в результате уплотнения порошка,
определяется по уравнению
бл=/.вЛрлит1п. (3-5)
Тогда, исходя из постоянства массы до и после уплотнения,
минимальная скорость вращения валков будет определяться
зависимостью
^min^Q/Рл- (3.6)
Анализ зависимости (3.6) показывает, что основным параметром, опре-
деляющим минимальную скорость вращения валков пресса, является сыпу-
честь порошкообразных удобрений. На основе обобщенного анализа экспе-
риментальных данных установлено, что зависимость сыпучести порошковид-
ных материалов от различных параметров может быть представлена в виде
неопределенной функции:
Q = /(d, v, ртв, рг, h, Н, ср,).
На основании л-теоремы теории размерностей эта неопределенная функ-
ция может быть представлена в виде зависимости между четырьмя безраз-
мерными величинами:
Q = /(Ar, h/H, 1/44, h/d).
59
Рис. 3.2. Схема установки для исследования сыпучести порошков:
1 — бункер; 2 — валок
Рис. 3.3. Зависимость сыпучести Q порошков удобрений от зазора h между
валками:
/ — смесь ретура простого суперфосфата и хлорида калия (W'=3%); 2 —смесь двойного
суперфосфата и хлорида калия (Н7=3%); 3 — хлорид калия (U7==0,3%): 4 —аммофос из
апатита (BZ—0,34%); сплошные линии — экспериментальные данные; пунктир — расчетные
Для установления действительной зависимости сыпучести
от безразмерных величин в лабораторных условиях проведены
специальные исследования [38]. Схема лабораторной установ-
ки представлена на рис. 3.2. Перед началом проведения опытов
между валками пресса устанавливали по шаблону определен-
ный зазор. В бункер валкового пресса загружали исходный по-
рошок. После открытия щели между валками порошкообраз-
ный материал просыпался через установленный зазор. Весовым
методом определяли количество материала, просыпающегося
за определенный период времени. Расчет сыпучести производи-
ли по формуле:
Q Gnp/LB/iT, (3.7)
где Сп₽ — количество материала, просыпающегося за определенный период
времени т через определенный зазор h по всей длине валков 1в.
Исследования проводили на порошкообразных удобрениях,
химический и гранулометрический состав которых приведен в
табл. 3.1. Результаты исследований представлены на рис. 3.3.
После обработки экспериментальных данных с использованием
методов теории размерности, получены аналитические зависи-
мости для расчета сыпучести порошковидных удобрений, учиты-
вающие конструктивные размеры валковых прессов и параметры
уплотнения:
60
при h/d^t 15
Q=36Ar°.00 {Л/[Л + 2₽В (1- cosap)]".1} (l/q^); (3.8}
при hld<. 15
Qt=36Ar".°‘{/i/[/i+2/?B(l — cosap)]0-1} (1/Ф1) lg(ft/d). (3.9>
На рис. 3.3 представлены расчетные и экспериментальные
значения сыпучести минеральных удобрений. Среднестатисти-
ческое отклонение расчетных данных от экспериментальных со-
ставляет 10%.
Совместным решением (3.6), (3.8) и (3.9) установлены ана-
литические зависимости для определения минимальной скорости
прессования порошков:
при hld^ 15
от1п>36Аг0 05{А/[Л+2^в(1 — cos аР) ] °-’} 1/<р1рл; (З.Ю>
при ft/d<15
Vmin>36Ar°-00{ft/[/i-]-2/?B(l —cosap)]0-1} (1/<Р1Рл)1е(ЛМ)- (3.11}
3.2.2. Определение максимальной скорости
уплотнения
Процесс фильтрации воздуха через слой порошка при не-
прерывном уплотнении сопровождается рядом сложных явле-
ний, физическая сущность которых до настоящего времени недо-
статочно ясна. Очевидно, что критическая скорость фильтрации
воздуха через слой порошка в процессе его непрерывного уплот-
нения должна определять максимально допустимую скорость
его уплотнения.
Различными авторами предложены модели вытеснения газо-
вой фазы из порошков. На основании их анализа получены за-
висимости для определения максимально допустимой скорости
прессования (прокатки). Так, предложено [64] уравнение для
расчета максимальной скорости прокатки порошкообразных ма-
териалов, полученное на основе исследования аэродинамики
зернистых материалов в аппарате цилиндрического типа:
Vb.kp= (fe/2p.ra2) (ДР/Л1)кР, (3.12}
где k — коэффициент проницаемости порошка; р,г — вязкость газа; a — угол
захвата; (ДР/Л1)кр — давление, соответствующее появлению первых при-
знаков повышения уровня порошка при фильтрации воздуха через слой
в цилиндрическом стакане высотой hi
При выводе зависимости (3.12) предполагалось, что выдав-
ливаемый из порошка воздух движетця равномерно, в основном
в направлении, обратном прокатке. Использование зависимости
(3.12) для практических целей в настоящее время затруднено
по следующим причинам:
в каждом конкретном случае оно предполагает эксперимен-
тальное определение эмпирических констант (& и АР);
61
Таблица 3.1. Гранулометрический и химический
Удобрение Гранулометрический состав, %
+2 мм +1 мм +0,5 мм +0.25 мм —0,25 мм
РК-смесь (ретур простого супер- 1 8 23 34 34 фосфата+хлорид калия), Р2О5 : К2О= = 1 : 1 РК-смесь (ретур двойного супер- 2 9 28 32 29 фосфата+хлорид калия), Р2О5 : К2О= = 1 : 1 Хлорид калия — 1 11 45 43 Аммофос из апатита 1 2 3 34 70
не учитывает влияния параметров уплотнения порошкооб-
разных материалов и конструктивных размеров валковых прес-
сов.
Следует также отметить, что формула (3.12) получена на
основании исследования аэродинамики порошков в аппарате
цилиндрического типа. Фильтрация же газовой фазы при
уплотнении порошков на валковых прессах происходит в кана-
ле переменного по высоте сечения.
В дальнейших исследованиях аэродинамики порошков в
процессе их непрерывного уплотнения было сделано предполо-
жение о том, что основная часть заключенного между частица-
ми газа вытесняется из порошка. Если скорость вытеснения га-
за превышает определенные значения, то порошок в зоне пода-
чи переходит в псевдоожиженное состояние. Используя пред-
ставления о псевдоожижении, с учетом формы зоны деформа-
ции и подачи порошка, автор сравнивает скорость вытеснения
газовой фазы из порошка и скорость начала псевдоожижения.
При этом используется обобщенное уравнение М. Лева для оп-
ределения скорости начала псевдоожижения:
Gm=0,00923d'-8s [рг (ртв - рг) ] °'94/р-г0-88 (3.13)
(где Gm — расход газа при минимальном псевдоожижении).
Скорость вытеснения газа из порошка при непрерывном
уплотнении имеет вид [64]:
G= (2л7?в2сврг/р) {(а — sin ап cos ап)/[27?в(1 — cos ап)+Л]ап).
(3.14)
Проведенное сопоставление расчетных и экспериментальных
значений верхних критических скоростей для медного порошка
показало, что реальная верхняя критическая скорость при на-
чале псевдоожижения в 10 раз выше, чем расчетная [64].
В дальнейшем сравнивались скорость псевдоожижения порош-
ков в модели прокатного стана с диаметром валков 0,512 м и
критическая скорость прокатки по формуле (3.14). При этом
экспериментальная максимальная скорость прокатки для алю-
миниевого порошка составила 35,8 м/мин, а начало псевдоожи-
€2
состав исходных порошковидных удобрений
d, мм Химический состав, %
Р2О8 общ. Р2О5 усв. Р2О5 води. P2OS своб. к2о N
0,22 18,9 14,8 13,1 0,78 15,3 —
0,20 27,1 25,5 24,1 1,8 25,2 —
0,196 0,155 50,8 46,6 41,9 — 60,6 10,8
жения этого порошка наблюдали при скорости воздуха, соот-
ветствующей прокатке 4,8 м/мин.
Расчет верхней критической скорости прокатки порошков
[65] основан на том, что не весь газ, выдавливаемый из по-
рошка, движется в направлении, обратном прокатке. Используя
гипотезу плоских сечений, авторы предположили, что мгновен-
ное сжатие объемов порошка в зоне прессования приводит к
повышению давления газа в порах. При этом зависимость из-
быточного давления газа от угла поворота валка AP=f(a)
аналогична зависимости изменения объема AV/V=f(a). Избы-
точное давление газа в зоне прессования обусловливает его
фильтрацию в направлении наименьшего сопротивления. Вы-
разив фильтрующую способность порошка в сечении, соответст-
вующем углу подачи, через уравнение Дарси, а объем газа,
выдавливаемого из этой зоны на длине дуги, равной приблизи-
тельно одному градусу, через параметры процесса прокатки,
авторы [65] предлагают выражение для расчета верхней кри-
тической скорости вращения валков:
vB. кр <M/J/0,08p,ra < 12,5/гДР/р.га. (3.15)
Избыточное давление АР, при котором происходит нару-
шение сплошности порошка, авторы предлагают оценивать че-
рез такие характеристики, как коэффициент внутреннего тре-
ния порошка, его насыпную плотность и некоторые геометриче-
ские размеры бункерного устройства. Приняв для порошка ги-
потезу о сплошности, можно, отмечается авторами, написать
уравнение условия предельного равновесия сыпучего тела в точ-
ке (или на элементарной площадке) в форме напряжений:
(ДР) кр= a tg <р4-с', (3.16)
где с' — некоторая постоянная величина, характеризующая сцепление по-
рошка.
Тогда с учетом (3.16) уравнение (3.15) принимает следую-
щий вид:
VB.Kp«:fc(0tg<p+c')/O>O8p.ra. ’ (3.17)
6Я
Выражая величину нормального напряжения при прокатке
порошков как сумму давления порошка в зоне подачи, давле-
ния, создаваемого бункерным устройством, и величины избы-
точного нормального напряжения, авторы получили уравнение
для расчета верхней критической скорости при прокатке с бун-
керным устройством, которое приводится в работе [65], и без
бункерного устройства:
vB.Kp<kp„RB (sin а — sin an)tg <p/0,08gr«. (3.18)
На основании проведенного анализа работ, посвященных
изучению модели вытеснения воздуха из порошков в процессе
их уплотнения на вальцевых уплотнителях, можно сделать не-
сколько замечаний.
В работах [64, 65] не вполне обоснованным является ис-
пользование гипотезы плоских сечений для определения аэро-
динамических характеристик слоя порошка в зоне уплотнения
валкового пресса (прокатного стана). По утверждению автора,
лишь 8% выдавливаемого из порошка газа фильтруется через
слой в направлении, обратном прокатке. Это утверждение по-
служило основой при выводе уравнений (3.15), (3.18).
При выводе уравнения (3.15) автором для определения пе-
репада давления слоя порошка в зоне уплотнения использова-
на формула, предложенная в работе М. Лева и справедливая
лишь для аппаратов цилиндрической формы. Непрерывное
уплотнение порошкообразных материалов на валковых прессах
(прокатных станах) сопровождается, как указывалось выше,
фильтрацией газовой фазы в канале, образованном двумя ци-
линдрическими поверхностями. Следовательно, аэродинамичес-
кие характеристики слоя порошкообразного материала в кана-
ле указанного типа должны отличаться от характеристик слоя,
находящегося в аппарате цилиндрического типа.
На основе предположения термодинамической общности фа-
зовых превращений в псевдоожиженных системах и капельной
жидкости, выдвинутого Н. Б. Кондуковым и М. X. Сосной, раз-
работан [38] прогноз качественного развития фазовых превра-
щений при фильтрации газа через слой зернистого материала в
канале, образованном двумя цилиндрическими поверхностями.
Считая переход неподвижного слоя в псевдоожиженное со-
стояние подобным плавлению твердого тела, а унос частиц из
слоя аналогичным переходу жидкости в парообразное состоя-
ние, авторы говорят о трех возможных агрегатных состояниях
(фазах) системы твердые частицы — ожижающий агент: твер-
дом (неподвижный слой), жидком (псевдоожиженный слой) и
парообразном (унос). Следуя термодинамической сущности
аналогии и применяя правило фаз к системе твердые части-
цы— ожижающий агент, состоящей из Nt компонентов и <р(
фаз, авторы получили следующее выражение для вариантности
системы:
fi=Ni — <pi + 1-
Далее авторы отмечают, что если система монодисперсна
(АГ| = 1), то возможно существование одной фазы в некотором
диапазоне скоростей ожижающего агента (fi = I, так как <р! =
= 1), а также предполагают возможность существования двух
фаз при какой-либо фиксированной скорости ожижающего аген-
та (система нонвариантна): fi = 0, так как <pi=2.
На основании изложенного, сделано предположение [38],
что при скорости прессования порошков, превышающей допус-
тимые пределы, возможно существование двух фаз в канале,
образованном двумя цилиндрическими валками. То есть мате-
риал, находящийся в зоне уплотнения, при определенной скоро-
сти вращения валков (превышающей допустимую) будет нахо-
диться в состоянии, близком к псевдоожиженному.
Таким образом, максимальную скорость прокатки порошко-
образных материалов следует определять по критической ско-
рости фильтрации газа через слой, находящийся между валка-
ми, без нарушения его плотности.
Критическая скорость псевдоожижения мелкозернистого ма-
териала в канале, образованном двумя цилиндрическими по-
верхностями и стенами бункерного устройства, может быть оп-
ределена по методике, изложенной в работе [38]. Но при этом
необходимо сделать допущение, что профиль такого канала
аналогичен профилю коническо-цилиндрического аппарата. При
больших диаметрах валков (0,9—1,2 м) и малых зазорах меж-
ду ними (2—7 мм) указанное допущение не внесет значитель-
ной погрешности при определении критической скорости псев-
доожижения.
Нарушение устойчивости слоя в аппаратах такого типа на-
ступает [66] в момент, когда при увеличении скорости сила
аэродинамического взаимодействия потока с частицами мелко-
зернистого материала становится равной весу материала в ап-
парате. Рассматривая стационарный процесс фильтрации не-
сжимаемой жидкости и пренебрегая влиянием стенок аппарата
на течение, авторы [66] получили математическую формули-
ровку выдвинутого предположения в виде:
—Jgraddv=7CJI, (3.19)
V
где Т — сила, действующая на слой со стороны фильтрующего потока;
бел — вес материала в слое.
Это выражение, как отмечают авторы, позволило им опре-
делить критическую скорость Wo, отнесенную к входному сече-
нию коническо-цилиндрического аппарата.
При решении указанной задачи авторы предположили, что
в конической зоне аппарата (рис. 3.4) поле давления зависит
только от радиуса г. Изобарные поверхности представляют со-
бой части сфер, ограниченных боковой поверхностью конуса,
а в цилиндрической зоне аппарата давление зависит только от
64
5—631
65
Рис. 3.4. Поле давлений:
а — в коническо-цилиндрическом аппарате; б — в канале, образованном поверхностями
валков пресса
высоты слоя, т. е. P — P(h). Принятая картина поля давления в
коническо-цилиндрическом аппарате, как отмечают авторы
[66], лишь приближенна. Однако целью исследования является
определение критической скорости, значение которой опреде-
ляется силовым взаимодействием потока с материалом в слое в
момент псевдоожижения, а не выяснение точной структуры по-
ля давлений. Поэтому принятая идеализация служит лишь
вспомогательным средством.
По формуле Эргуна для конической зоны (с граничным
условием при r=n P=Pi):
dP= [Ла>о1/г24-В и>о21/г4] dr, (3.20)
где Л = 15Орго2(1 —81)2v/ei3d2; В=1,75рго4(1 —8i)/ei3d
где 81 — порозиость слоя; v — кинематическая вязкость газа.
Для цилиндрической зоны:
dP= [(Лшо/г12)+(Вшо2//г4)]<12, (3.21)
где z — текущее значение высоты слоя.
Граничным условием в этом случае служит равенство нулю
давления на свободной поверхности слоя Р2=д=0. Общее реше-
ние задачи для любого режима течения достаточно громоздко.
Поэтому, как указывают авторы [66], целесообразно найти ре-
шение для ламинарного и турбулентного режимов раздельно.
Для ламинарного режима зависимость перепада давления при
фильтрации газа через слой материала от скорости является
линейной:
P=Aw0 [ (1/г)-(1/п) + (Л/г,2) ].
(3.22)
66
Тогда сила для конической и цилиндрической частей аппара-
та. действующая со стороны потока на материал, может быть
выражена следующими уравнениями:
J gradP du = л sin2 а/2 (rj — г0) Аи>0, (3.23)
икон
J grad Р du = j (dP/dz) du = лР2цилЛХ
°цил
ХЛи>о/г12=Ли>оЛл81п2а/2. (3.24)
Таким образом, согласно (3.19):
Т = У gradPdu + J grad Р du = лАи>0 sin2 a/2r0 (n + N — •). (3.25)
DKOH °ЦИЛ
где n=rxlro=Dldo, N=h/r0.
В результате определения поля давления в коническо-ци-
линдрическом аппарате и выражения массы слоя как произве-
дения объема на насыпную плотность материала (с учетом ар-
химедовой силы) авторы [66], исходя из уравнения (3.19), по-
лучили аналитические уравнения для определения критической
скорости псевдоожижения, отнесенной к нижнему сечению ко-
нуса: для ламинарного режима фильтрации слоя (Re^lO)
ReKP=Ar(n3+3Nn2 — 1)ei3/450(1 — г,) (n+N~\), (3.26)
для турбулентного режима (Re>10)
ReKP= [Ar (n34-3An2 — 1 )n2ei3/5,25 (n2-]-N — n) ] >/2. (3.27)
При отсутствии цилиндрической части выражения (3.26),
(3.27) переходят в соответствующие уравнения для конических
камер:
при ламинарном режиме
ReKP=Ar(n3 — 1)ei»/450(1 — е,) (и - 1), (3.28)
при турбулентном режиме фильтрации
ReKP= [Ar(n3 — l)n2ei3/5,25n(n — 1) ]1/2. (3.29)
С учетом ранее принятых допущений уравнения (3.26),
(3.27) могут быть использованы для определения критической
скорости фильтрации газа через слой порошка при его уплот-
нении в валковых прессах с бункерным устройством, а уравне-
ния (3.28), (3.29) при работе без бункеров-накопителей; при
этом hi—HIHi', N\=2h0IH\-, Hi = [/1л+2/?в(1—cosan)].
Объем газа, выдавливаемого при непрерывном уплотнении
(с учетом фильтрации по кромкам) может быть рассчитан по
уравнению:
V=(z-l)LP^umaK, (3.30)
где z—степень уплотнения порошка, z=pn/pH; Lp—рабочая длина валка;
5» 67
Лл — толщина ленты после валкового пресса; t>miI — максимально допустимая
скорость вращения валков.
В свою очередь, объем газа, выдавливаемого при непрерыв-
ном уплотнении слоя материала, может быть определен, исхо-
дя из критической скорости фильтрации газовой фазы:
V<wKPF<wKPLphJ>, (3.31)
V<ReKpLPftxV/d. (3.32)
Решая совместно уравнения (3.30), (3.32), получим:
Vmax<[ReKP/(z— 1)1 (v/d). (3.33)
Подставляя значения ReKp из (3.26), (3.27), получим анали-
тические уравнения для определения максимально допустимой
скорости вращения валков.
При работе с бункером-накопителем:
для ламинарного режима фильтрации газовой фазы (Re^lO)
PmaxC [АгОи’+ЗА^П!»- 1)в13/450(1 -е,) (n.-f-N, - 1) (z- i)]v/d.
(3.34)
для турбулентного режима (Re>10)
— -щ)]1/2/(г— l)}v/d;
(3.35)
При работе валковых прессов без бунке-
р о в-н акопителей:
для ламинарного режима (Re^lO)
Vm»x<[Ar(«i3— l)eja/450(l — 61) (ni— l)(z— 1)] (v/d), (3.36)
для турбулентного режима (Re>10)
VmaxC { [Аг (П13 — 1)П126|3/5,25П1 («1 — l)]1/3/(z— l))v/d (3.37)
Анализ уравнений (3.34) — (3.37) позволил теоретически
обосновать основные технические направления интенсификации
процессов прессования:
при прокатке порошков следует производить вакуумирова-
ние зоны деформации валкового пресса;
прокатку следует производить в газовой среде с кинемати-
ческой вязкостью меньшей, чем у воздуха;
на прессование должна поступать шихта определенного дис-
персного состава;
следует производить предварительное уплотнение порошко-
видных материалов в бункере валкового пресса.
Поскольку реализация первых трех технических решений в
условиях многотоннажного производства удобрений сопряжена
с большими затратами энергоресурсов, наиболее эффективным
путем интенсификации процесса прессования следует считать
предварительное уплотнение порошков.
68
3.3. Влияние параметров прессования
на качество плитки
Основными параметрами, влияющими на качество прессо-
ванных продуктов, являются: давление, время и температура
прессования.
На рис. 3.5, а в качестве примера приведены диаграммы
прессования для РК-смесей, а также зависимости их прочности
на сжатие от давления прессования в закрытой матрице. Как
видно из рисунка, характер уплотнения порошкообразных мине-
ральных удобрений подчиняется общим закономерностям уплот-
нения порошков. Анализ представленных зависимостей показал,
что минимальное давление прессования РК-смесей № 1 и № 2
в закрытой матрице составляет соответственно 260 и 270 МПа,
т. е. соответствует области упругой деформации этих смесей.
Дальнейший рост давления приводит к незначительному увели-
чению плотности и прочности, кроме того он приводит к резко-
му росту энергозатрат на прессование.
На рис. 3.5, б представлена зависимость плотности прессо-
ванных РК-смесей от среднего нормального напряжения. Зави-
симость pji = f(oc) в исследованном интервале изменения давле-
ния удовлетворительно описывается степенным выражением
Рл=Рн/(> — mioc"i),
где mi, «1—эмпирические коэффициенты, значения которых для РК-смеси
Ne 1 соответственно 0,24 и 0,090, а № 2 — 0,24 и 0,085.
Рис. 3.5. Расчетные зависимости плотности рл и прочности осж РК-смесей от
различных параметров:
а — от давления прессования Руд; б — от среднего нормального напряжения <тс
(9
Рис. 3.6. Изменение прочности
о<ж таблеток РК-смеси во време-
ни т
Исследована зависимость
прочности таблеток прессо-
ванной РК-смеси № 1 от
времени выдержки ее на
воздухе (/=20 °C) после
прессования (рис. 3.6). Ана-
лиз представленной зависи-
мости показал, что проч-
ность прессованных удобре-
ний возрастает с течением
времени в результате обра-
зования дополнительных
связей в исследуемом образ-
це в процессе перекристаллизации [67]. Следовательно, при ор-
ганизации производства гранулированных удобрений методом
прессования целесообразно производить двухстадийное дробле-
ние прессованной плитки: первая стадия — дробление плитки
непосредственно после вальцевого уплотнителя; вторая ста-
дия— дробление крупной фракции, поступающей с верхнего си-
та грохота. При этом режимы работы дробилок на первой и
второй стадиях должны быть различными.
Как отмечалось выше, независимо от аппаратурного оформ-
ления процесса гранулирования существенное влияние на
формирование и рост гранул оказывает температура гранули-
руемого материала: повышение температуры сопровождается
увеличением плотности структуры материала при одновремен-
ном снижении удельных затрат. С учетом изложенного в лабо-
раторных условиях проведены исследования влияния темпера-
туры на процесс уплотнения порошковидных удобрений.
На рис. 3.7 представлена схема установки для исследования
влияния температуры на процесс уплотнения удобрений.
Уплотнение проводили на гидравлическом прессе 2135-1М в пресс-матри-
це 4 с диаметром пуансона 10 мм при скорости прессования 5-Ю-3 м/с.
Перед прессованием исходный порошок нагревали в сушильном шкафу до
температуры, равной температуре пресс-матрицы, которую устанавливали
путем изменения напряжения тока, подаваемого иа электроспираль 2 изоли-
рованной пресс-матрицы 4. Температуру пресс-матрицы измеряли термопа-
рой 6, соедииеиной с потенциометром постоянного тока 5.
На рис. 3.8 приведены диаграммы прессования для РК-смеси при раз-
личных температурах, а также зависимость их прочности от давления прес-
сования. Анализ представленных зависимостей показывает, что с увеличением
температуры прессуемой смеси от 20 до 80 °C наблюдается повышение плот-
ности прессованных удобрений. Оптимальная плотность, рекомендованная
ранее [67] для организации промышленного производства РК-удобреиий —
рл=2100 кг/м3, в результате подогрева шихты может быть достигнута при
давлении не 260, а 150 МПа.
70
Из рис. 3.8 видно, что с увеличением температуры прессуе-
мого материала его прочность возрастает интенсивнее плот-
ности. Это объясняется тем, что с увеличением температуры
процессы рекристаллизации протекают более интенсивно Г67].
Таким образом, подогрев шихты перед прессованием или в про-
цессе прессования должен привести к увеличению эффективно-
сти работы технологической линии.
На Кедайнском химическом заводе проведено промышлен-
ное исследование параметров работы валкового пресса уста-
новки для получения гранулированных РК-удобрений методом
прессования.
Схема опытно-промышленной установки представлена на
рис. 3.9. При организации производства гранулированных фос-
форно-калийных РК марки 14:14 методом прессования преду-
сматривалось использование в качестве исходных компонентов
ретура суперфосфата (фракции размером менее 1 мм) и хло-
рида калия.
Ретур из цеха гранулированного суперфосфата поступает в буикер-нако-
питель 2, откуда его дозируют в смеситель /. Сюда же подают хлорид ка-
лия из бункера 3. После смесителя шихта поступает в шахту валкового
пресса 7. Прессованную плитку после вибросита 5 направляют в дробилку 6.
Дробленый материал рассевают на виброгрохоте 8. Просыпь (—1 мм)
вновь подают на прессование, а крупную фракцию (+4 мм)—в дробилку 6,
после чего повторно рассевают. Готовый продукт (1—4 мм) поступает на
Рис. 3.7. Схема лабораторной установки
для исследования влияния температуры
иа процесс уплотнения удобрений:
1 — автотрансформатор; 2 — спираль электро-
обогрева; 3 — пуансон; 4 — пресс-матрица; 5 —
потенциометр ПП-63; 6— термопара; 7 — ис-
следуемый образец удобрений
Рис. 3.8. Зависимости плотности рл и
прочности асж прессованных удобрений
от давления уплотнения Руд
71
Рис. 3.9. Схема опытно-про-
мышлеиной установки:
1 — смеситель; 2, 3 — бункеры-нако-
пители; 4 — дробилка; 5 — виброси-
то; 6 — дробилка; 7 — валковый
пресс; 8 — виброгрохот
склад. Проектная производи-
тельность установки — 13,6 т/ч
в натуре, при этом скорость
вращения валков должна со-
ставлять 1,2 м/с.
Испытания опытно-про-
мышленной установки показа-
ли, что при скорости враще-
ния валков 1,2 и даже 0,8 м/с
процесс уплотнения фосфорно-
калийной смеси происходил с
низкой эффективностью. На-
пример, при скорости враще-
ния валков 0,8 м/с производи-
тельность установки по готово-
му продукту составляла всего
7—9 т/ч.
С учетом результатов ис-
следования аэродинамики по-
рошкообразных удобрений при их непрерывном уплотнении, скорость враще-
ния валков была снижена до 0,6 м/с. Производительность установки при
этом составляла 13,6—15 т/ч.
Поскольку эффективность процесса гранулирования туко-
смесей методом прессования не может быть определена каким-
то одним критерием, т. к. характеризуется совокупностью эф-
фективностей различных механических процессов, для оценки
непрерывного процесса гранулирования были выбраны следую-
щие параметры:
эффективность прессования тц, представляющая собой отно-
шение выхода прессованной плитки QnJl к общему выходу ма-
териала из валкового пресса Qn
Ш— QnjJQnt
производительность валкового пресса Qn;
производительность установки по товарному продукту Qy в
пересчете на 90%-е содержание товарной фракции (1—4 мм).
Производительность валкового пресса по плитке, производи-
тельность установки по готовому продукту, а также его каче-
ство в значительной мере зависят от физико-механических
свойств исходной шихты, определяющих эффективность процес-
сов уплотнения, дробления плитки и рассева дробленого про-
дукта.
Важнейшими из этих свойств прессуемой шихты являются
влажность и содержание пыли (частиц размером менее 0,4 мм).
Выбор такой граничной фракции обусловлен тем, что эти час-
тицы энергетически более устойчивы, чем «хлопья» меньшего
размера [23].
72
С учетом того, что эффективность процесса гранулирования
зависит от влажности и дисперсности шихты, поступающей на
прессование, проведено двухфакторное планирование экспери-
мента (при постоянной скорости вращения валков 0,6 м/с).
В результате эксперимента, проведенного по плану 22, получе-
но следующее уравнение регрессии:
Qy=14,6 — 0,65X1 — 1,7Х2 + 0,2X1*2, (3.38)
где Qy — параметр оптимизации (производительность установки по готовому
продукту, т/ч); X,— параметр влажности; Х2 — параметр дисперсности
шихты.
Анализ уравнения (3.38) приводит к следующим выводам:
уменьшение влажности шихты и содержания в ней пыли вызы-
вают повышение производительности установки по готовому
продукту; коэффициент регрессии при параметре Х2 более чем
в 2 раза превышает коэффициент при параметре Хи т. е. с
уменьшением содержания пыли в шихте производительность
установки увеличивается наиболее интенсивно.
На рис. 3.10, а приведены зависимости эффективности прес-
сования, производительности пресса и производительности уста-
новки по готовому продукту от влажности шихты, поступающей
на прессование при постоянном содержании в ней пыли (Хм =
= 30%). Зависимости эффективности прессования и производи-
тельности установки по готовому продукту имеют экстремаль-
ный характер. Максимумы значений тц и Qy совпадают и им со-
ответствует оптимальный диапазон влажности шихты
= 1,8—2,2%. Производительность же пресса (пропускная спо-
собность) непрерывно уменьшается при повышении влажности
шихты до 2,0%, после чего практически устанавливается посто-
янной. Таким образом, несмотря на большую производитель-
ность пресса, при менее влажной шихте наблюдается тенденция
к снижению производительности установки по готовому продук-
ту в результате уменьшения эффективности прессования. Это
соответствует результатам, полученным при исследовании влия-
ния физико-механических свойств на работу валковых прессов
в лабораторных условиях, в частности в отношении оптималь-
ного диапазона влажности: 1,8—2,2% и 1,5-—2,5% совпадает с
оптимальным диапазоном влажности.
Из рис. 3.10, а также следует, что для обеспечения проект-
ной производительности установки 13,6 т/ч влажность шихты,
поступающей на прессование, должна быть не более 3%. При
этом средняя плотность плитки составляет 1,9 т/м3.
На рис. 3.10,6 приведены зависимости эффективности прес-
сования, производительности пресса и производительности
установки по готовому продукту от содержания в шихте частиц
размером менее 0,4 мм при оптимальной влажности 1ГШ = 2%.
Из рис. 3.10,6 видно, что с увеличением содержания пыли в
шихте производительность пресса и установки снижаются,
а кривая изменения эффективности прессования (тр) в зависи-
73
Рис. 3.10. Зависимость эффективности прессования т)ь производительности
пресса Qn и установки Qy от различных параметров:
а —от влажности W прессуемого материала; б — от содержания аш фракции меиее
0,4 мм в шихте
мости от аш имеет характерный максимум, соответствующий
35%. Установлено, что при влажности шихты 2% содержание
пыли в ней не должно превышать 40% для обеспечения работы
установки с проектной производительностью.
Влияние дисперсности шихты на качество плитки и выход
товарной фракции объясняется аэродинамическими свойствами
прессуемой шихты. Как указывалось выше, основным факто-
ром, определяющим допустимую скорость прессования, являет-
ся средний или эквивалентный диаметр смеси, поступающей на
прессование. Следовательно, при увеличении содержания час-
тиц размером менее 0,4 мм в шихте происходит уменьшение
эквивалентного диаметра шихты РК-смеси. При постоянной
скорости вращения валков это приводит к понижению плотно-
сти плитки и, как следствие, к уменьшению выхода товарной
фракции после дробления плитки.
В промышленных условиях подачу на прессование шихты с
постоянным дисперсным составом обеспечить практически не-
74
возможно. Поэтому для стабилизации работы валкового пресса
и всей установки в целом на Кедайнском химическом заводе
установлен подпрессователь в шахте валкового пресса. Под-
прессовку шихты проводят при давлении 18—20 МПа. Установ-
ка подпрессователя позволила увеличить производительность
технологической линии по готовому продукту от 13,6 до 17,0 т/ч.
3.4. Особенности получения гранул методами
формования и экструзии
Методы гранулирования формованием и экструзией основа-
ны на способности перерабатываемого материала (расплава,
пасты и т. п.) образовывать гранулы требуемой формы и раз-
меров в результате силового воздействия рабочих органов на
обрабатываемую массу и продавливания ее через отверстия
[68—71].
Гранулирование методом формования включает в себя ряд
стадий:
подготовку исходного продукта (нейтрализацию, плавление,
смешение реагентов и т. п.);
собственно формование или экструзию (продавливание мас-
сы через перфорированную поверхность в результате силового
воздействия);
охлаждение, дробление, классификацию гранул по размерам.
В случае обработки химических волокон различают следую-
щие модификации метода формования [68]:
формование из расплава для термически стабильных поли-
меров, плавящихся без деструкции (полиамиды, полиэфиры, по-
листирол, полиолефины, неорганические стекла). При этом по-
лимерный расплав продавливается (экструдируется) через
фильеры в газовую, реже в жидкую среду, где происходит от-
верждение полимера;
«сухой» метод формования из расплавов, который применя-
ют в тех случаях, когда полимеры частично растворяются в
растворителях. Отверждение волокон или гранул происходит
вследствие испарения растворителя. Недостатком этого спосо-
ба являются большие потери растворителя или большие за-
траты на его рекуперацию. С использованием «сухого» метода
формуют, например, волокна из ацетатов целлюлозы;
«мокрый» метод формования, применяемый при переработке
полимеров, которые не могут быть расплавлены без деструкции
или растворены в летучих растворителях. В этом случае поли-
мерная масса экструдируется в осадительную ванну, содержа-
щую осадитель полимеров. Отверждение происходит вследст-
вие разделения фаз, гелеобразования или протекания химичес-
ких реакций.
Другими модификациями метода формования полимеров яв-
ляются:
формование с фазовым переходом (процесс протекает бла-
75
годаря затвердеванию раствора при температуре ниже некото-
рой критической);
формование дисперсных систем (в случае, когда полимер не
может быть переведен в раствор или расплав);
формование гелеобразных материалов;
формование смесей, сопровождающееся химическими реак-
циями.
В настоящее время метод формования получил распростра-
нение в производстве катализаторов, углеродных адсорбентов и
некоторых продуктов бытовой химии.
Все аппараты для процессов формования можно классифи-
цировать следующим образом: шнековые, плунжерные, экстру-
зионные, роторные и комбинированные.
Для шнековых грануляторов характерно высокое удельное
давление формования вследствие больших деформаций сдвига.
Эта особенность может быть отнесена как к достоинствам, так
и к недостаткам шнековых грануляторов. Достоинством являет-
ся высокая степень гомогенизации и прочности готовых гра-
нул, а к недостаткам — большая энергоемкость, возможность
нежелательного термического воздействия на материал.
В плунжерных экструдерах, широко применяемых в произ-
водстве фторопластов, в отличие от шнековых формование яв-
ляется результатом одноосного сжатия. Обычно в цилиндр
плунжерного экструдера загружают большую порцию материа-
ла, который в процессе формования практически не перемеши-
вается. При этом затрудняется прогрев формуемого материала.
Плунжерные прессы, как правило, используют для материалов,
которые размягчаются без подогрева или предварительно на-
греваются перед загрузкой до температуры плавления. К недо-
статкам этого типа грануляторов можно отнести периодичность
процесса, необходимость тщательной очистки цилиндра и всех
рабочих поверхностей перед каждой загрузкой [69].
К числу наиболее производительных аппаратов для формо-
вания пластических масс и расплавов других химических про-
дуктов относятся роторные грануляторы. Возникающие в этих
аппаратах давления формования значительно ниже, чем в шне-
ковых или плунжерных грануляторах. В зависимости от усло-
вий использования и физико-механических свойств формуемого
материала различают протирочные и валковые роторные гра-
нуляторы. Валковые грануляторы наиболее экономичны и на-
дежны в эксплуатации при гранулировании высоковязких рас-
плавов и паст.
Рассмотрим модели течения высоковязких материалов через
перфорированную поверхность при формовании. В большинстве
-работ [70—73] широко используются возможности варьирова-
ния напряженного состояния деформированных тел и их реоло-
гических свойств. В последнее время появились работы [70, 74,
75], посвященные математическому описанию процессов формо-
вания расплавов. В основе математической модели процесса
76
Рис. 3.11. Принципиальные схе-
мы грануляторов:
а — роликового: б — валкового
формования расплавов [75—76] лежит система уравнений,
включающая в себя уравнения движения вязкой жидкости
Навье — Стокса и уравнение неразрывности.
В основу постановки задачи положен метод качения твердого цилиндра
по слою вязкой ньютоновской жидкости (рис. 3.11,а). В общем случае с уче-
том несжимаемости движение вязкой жидкости описывается:
dv/dt = F — (1/р) grad Р + (т)/р) у2о,
div о = 0, (3.39)
где v—вектор скорости; т—время; F— вектор напряженности гравитацион-
ных сил (для силы тяжести F равно ускорению свободного падения g);
Р— давление; р — плотность жидкости; т]—вязкость, V2 — оператор Лап-
ласа.
При анализе уравнений (3.39) приняты традиционные допущения об
изотермичности и плоскопараллельности течения (ог=0) и незначимости тол-
щины клина (Л<СЯ), откуда vy<g.vx. Предполагается также, что жидкость
прилипает к стенкам клина, откуда dvx/dx<£dvx/dy и что толщина слоя из-
меняется по линейному закону.
Задача решалась при следующих граничных условиях:
при у = 0 vx = 0, vy — —кР-,
при y=h vx=w(h — ht>), Vy=—wx;
при x=0 P=0; при x—b P=P0.
Здесь Vy=—kP—принятый закон распределения скорости продавливания;
h — текущее значение толщины слоя; h0 — толщина остаточного слоя; к —
коэффициент пропорциональности, зависящий от свойств материала и свобод-
77
ного сечения перфорированной поверхности (X=const); Рв—атмосферное дав-
ление; w — скорость движения жидкости.
После интегрирования уравнений (3.39) с учетом принятых допущений1
и граничных условий получены уравнения:
ох=(1/2»1) (дР/дх) (у2 — hy)+w (1 — hjh) у
и
h
— XP-j-wx= (dvx/dx) dy,
o
являющиеся исходными для расчета распределения давления Р в зоне фор-
мования. С использованием закона распределения давления в рабочей зоне
гранулятора была определена его производительность:
хкр
Pdx,
о
где <р—-живое сечение поверхности цилиндра; Н— высота рабочего цилинд-
ра' гранулятора; хкр — длина рабочей зоны.
Рассмотрим задачу о движении неиьютоновской жидкости в рабочей зо-
не гранулятора.
Решение этой задачи, как и в предыдущем случае, сводится к опреде-
лению распределения скоростей и давлений в зоне формования (рис. 3.11,6).
С учетом изложенных выше допущений
Vy<zvx-, dvx/dx^dvv/dy; иг=0.
Исходные уравнения были приведены к виду:
дР/дх=дг1ду, дР/ду—0; dPjdz=G, (3.40)
dvx/dx+dvv/dy=0. (3.41)
Так как формуемая масса обладает свойствами неньютоиовской жид-
кости, уравнение состояния имеет вид [77]:
t=i](dvxldy)n,
где dvx/dy — скорость сдвига.
Граничные условия для случая полного прилипания жидкости к поверх-
ности и вследствие симметрии процесса выражаются уравнениями:
у=0, dvx/dy=0, Vy—0,
y = h; vx = — w (7?4-Л0 — h) 1
vyt= — wx -|-Мл1п J"
После интегрирования уравнения (3.40) по у получим:
(dvx/dy)n — (дР/дх) (1/т))г/4-Л.
Для условий симметричной задачи при у=0 дих/ду=0, поэтому
Составляющую скорости по оси х определяли из уравнения (3.44)
интегрирования:
Vx= [n/(n+1)] (1/т)) (дР1дх)''пу<п+"'п+В.
В окончательном виде
v»= [n/(«+1)] (1/п) (дР1дху/п(у<п+»Р> — Л<п+»/п) — w(R + Ло —Л).
78
(3.42)
(3.43)
(3.44)
Д=0.
после
Для определения Р необходимо интегрировать уравнение (3.41):
Л. х ft
J (dvx/dx) d</+ j (dvv/dy) dy,
о о
где h=h0+x2/2R. \
После преобразований уравнение распределении давления в зоне фор-
мования гранулятора валкового типа приобретает вид:
[h2"+7(2n+l)] (l/i]1/n) (д2Р/дх>) (dP/dx)t'n-i(dh/dx) +
+ (/1(«+П/л/т]1/П) (дР1дх) Ч” — ХР‘/"=— шхф- (шЛо/Л)х+шл-У2/?2
и решается при следующих граничных условиях: при х=0 Р=0, при х—ха
Р=0.
При определении граничных условий (3.42) и (3.43) предполагалось, что
скорость продавливания формуемой массы через перфорированную решетку
пропорциональна давлению в дайной точке клина в степени 1/п [78]:
и=ЛР’/л.
Коэффициент пропорциональности X определяется экспериментально и
является функцией диаметра отверстий гранулятора и реологических свойств
формуемой массы:
Х=/ (dors} н) -
3.5. Методика расчета
Методика расчета основных параметров процесса гранули-
рования непрерывным прессованием сводится к определению
допустимого диапазона скоростей уплотнения порошков и ра-
бочей длины валка пресса, исходя из определенных физико-ме-
ханических свойств исходных материалов, требуемой произво-
дительности валкового пресса и его основных габаритов (ради-
ус валка 7?в, ширина загрузочного бункера Н, зазор между вал-
ками Л).
При известных габаритах валкового пресса угол подачи ап
(в град) для заданных условий прессования определяется из
равенства:
cos ап= 1 — (Н — Л) /27?„.
Сыпучесть 6 (в кг/м2-с) через определенный зазор между
валками определяется по уравнению (3.8) или (3.9), в зависи-
мости от соотношения зазора между валками и диаметра d
(в м) частиц порошка.
Исходя из сыпучести порошка, по уравнениям (3.10) или
(3.11) рассчитывают минимально допустимую скорость «тш
(в м/с) вращения валков пресса, а затем частоту их вращения
<0mln (С *).
Максимально допустимую скорость вращения Umax (в м/с)
валков пресса определяют по уравнению (3.35) при работе вал-
кового пресса с бункером-накопителем, или по уравнениям
(3.36), (3.37) —при работе без него.
Исходя из производительности валкового пресса Q (в кг/с),
плотности ленты рл после валкового пресса и максимально до-
79
пустимой скорости вращения валков, рассчитывают рабочую
длину валка L (м): /
где ф=1,03—1,10; Ял — толщина ленты после валкового пресса, обычно при
нимают Лл= (1,1—1,4)/г; ы—частота вращения валка пресса.
Общая длина валка пресса принимается обычно на 15—25% больше ра-
бочей длины. /
Глава 4
ГРАНУЛИРОВАНИЕ КРИСТАЛЛИЗАЦИЕЙ
НА ПОВЕРХНОСТИ ЧАСТИЦ
Этот метод заключается в нанесении на сухие частицы тон-
ких плевок жидкости (плава, пульпы) и последующей их суш-
ке в потоке теплоносителя. Процесс проводят в барабанных
грануляторах-сушилках, аппаратах с кипящим или фонтаниру-
ющим слоем.
4.1. Процессы гранулирования в барабанном
грануляторе-сушилке (БГС)
Процесс гранулообразования в барабанных грануляторах-
сушилках существенно отличается от процесса в окаточных ба-
рабанах, что связано с одновременным протеканием процессов
гранулирования и сушки.
Исследованию кинетики гранулообразования в барабанных
грануляторах-сушилках посвящен целый ряд теоретических и
экспериментальных работ. Например, на основе анализа дви-
жения гранулы в газожидкостной среде промышленного аппа-
рата БГС получено [79] уравнение, описывающее рост гра-
нулы:
dmr/dT=JirK2Spn [ (vx — wx) + (vx — wx) ], (4.1)
где тт — масса гранулы; т — время; гк — конечный размер гранулы; S —
объемная концентрация пульпы в газожидкостном потоке; рп—плотность
пульпы; w, v—скорости гранулы и газожидкостного потока соответственно;
индексы х, z соответствуют направлениям осей по диаметру и длине аппа-
рата.
Уравнение (4.1), описывающее рост гранулы в аппаратах
БГС, не учитывает влияние па процесс гранулообразования та-
ких параметров, как расход теплоносителя, ретура и т. д. Игно-
рирование условий тепло- и массообмена при гранулировании
в барабанных грануляторах-сушилках не может привести к до-
стоверным поставке и решению задачи. Попытки некоторых ис-
следователей увязать закономерности роста гранул с условия-
ми сушки нельзя отнести к корректным. Так, в работе [80] по-
80
лучены экспериментально-статистические зависимости для рас-
чета процессов гранулирования и сушки:
P = (4-2)
i = l
где у — выходная переменная; Z; -т управляющий параметр; at, d0 — коэф-
фициенты модели.
Полученная зависимость (4.2) не учитывает влияния влаж-
ности пульпы, состава ретура на гранулометрический состав
продукта и ее использование ограничено диапазоном парамет-
ров, приведенных в работе [80]. Рассмотрено [81] взаимодей-
ствие факела распыливаемой жидкости с завесой сыпучего ма-
териала, создаваемой внутренним насадочным устройством ап-
парата БГС. С учетом вероятности сталкивания капель жидко-
сти и в предположении, что они равномерно распределяются по
поверхности твердых частиц, авторами получена формула для
определения величины присоединенной массы жидкости тж.
При рассмотрении взаимодействия жидкой и твердой фаз авто-
ры не учитывали влияния тсплофизических параметров на про-
цесс гранулирования, что ограничивает использование получен-
ных зависимостей для расчета скорости роста гранул.
Приведены [82—84] результаты экспериментальных иссле-
дований процесса гранулирования в промышленных аппаратах
различного диаметра. Предложенные в этих работах зависимо-
сти могут быть использованы для решения только частной за-
дачи.
При установлении закона роста гранул в аппаратах типа
БГС приняты [85] следующие предпосылки:
на ядро — центр гранулообразования наносится сплошная
пленка жидкой фазы толщиной Si;
рост гранулы происходит за счет наслаивания на окружен-
ное жидкой пленкой ядро сухих тонких частиц;
предельный размер гранулы определяется удерживающей
способностью ядра.
Представив движение жидкой фазы в радиальном направле-
нии внутрь ядра и во внешней области уравнением молекуляр-
ной диффузии, получили уравнение скорости роста гранулы с
учетом изменения распределения жидкой фазы в ядре и оболоч-
ке наслаивающихся частиц:
йг/<1т={а(т)/[гк— (гя — 61)]}-Н>(т) [гк— (r«4-6i)], (4.3)
где в(т), 6(т)—убывающие во времени коэффициенты; гя—радиус ядра
(центра гранулообразования).
Уравнение (4.3) устанавливает, по мнению авторов, зависи-
мость скорости роста не только от размера гранулы, но и от
размера ядра, а также от характера распределения жидкой фа-
зы между ядром и оболочкой и внутри них. Однако полученное
уравнение не отражает влияния на рост гранул таких важных
параметров, как расход теплоносителя, фазовые переходы, со-
6—631
81
сам автор, при сопоставлении
Рис. 4.1. Модель роста гранул в ап-
/парате БГС
аналитическое
процесса
провобкдающие процессы суш-
ки,/что ограничивает его ис-
пользование для расчета ско-
рости роста гранул при раз-
личных условиях.
Проведено
исследование [86]
гранулирования в барабанном
грануляторе-сушилке и разра-
ботана
модель,
дольное перемешивание твер-
дой фазы. Но, как указывает
расчетных и экспериментальных
его математическая
учитывающая про-
данных обнаружено неполное соответствие, которое не может
быть объяснено неучетом эффекта продольного перемешивания
при выводе уравнений. Опыт эксплуатации аппаратов БГС по-
казывает [87], что изменение теплового режима в аппарате и
начальной влажности пульпы оказывают значительное влияние
на ход процесса и гранулометрический состав продукта.
Описание кинетики гранулообразования должно проводиться
совместно с описанием кинетики массообмена при сушке как
капель пульпы, так и формирующихся гранул. Этот подход, од-
нако, пока не получил должного развития.
Проведено исследование [53] кинетики роста гранул в ап-
парате БГС с учетом тепло- и массообмена, происходящих
между различными фазами при формировании гранул.
Для аналитического описания закона роста гранул в аппа-
рате БГС приняты следующие предпосылки (рис. 4.1):
сухие частицы твердой фазы являются центрами гранулооб-
разования и имеют сферическую форму;
диспергируемое вещество распределяется равномерно по
всей массе частиц и по их поверхности — в виде тонкой пленки;
так как ссыпающийся с лопаток материал в зоне факел —
завеса контактирует с высокотемпературным теплоносителем,
то влага из тонкой пленки пульпы на поверхности гранул сра-
зу же испаряется. На подсохшую поверхность увеличенной час-
тицы наносится следующая тонкая пленка пульпы.
Правомерность этих теоретических предпосылок подтверж-
дается результатами исследований структуры гранул фосфор-
содержащих удобрений [88]. Автором указывается, что грану-
лы на выходе из БГС имеют слоистую структуру с минимальной
пористостью и высокой прочностью.
Следовательно, при проведении теоретических исследований
кинетики роста гранул в аппарате БГС истиранием и измель-
чением формирующихся гранул можно пренебречь.
82
С учетом принятой физической модели роста гранул в ап-
парате БГС можно утверждать, что изменение влагосодержа-
। ния гранул в процессе их формирования определяется только
переносом парообразной влаги, так как испарение влаги будет
происходить только с поверхности, а основным параметром, оп-
ределяющим энергозатраты на сушку продукта, будет величина
химического потенциала или энергия связи влаги с материа-
лом.
При этом интенсивность сушки, равная плотности потока па-
ра у поверхности гранул, определяется зависимостью:
1п——а^дц/дг, (4.4)
где 1п — плотность потока пара; ам — коэффициент влагообмена, отнесенный
к разности химических потенциалов.
Для мягких режимов сушки скорость уменьшения радиуса
Гт мала по сравнению со скоростью, при которой устанавлива-
ется стационарный процесс диффузии. Примем, что для каждо-
го текущего радиуса формирующейся гранулы диффузия пара
в окружающую среду происходит стационарно, т. е. ни в каких
концентрических сферах пленки суспензии не происходит на-
капливание пара. Тогда поток пара /п4№ не зависит от г, т. е.
д^1дг~\1г\ .(4.5)
откуда
Ц= [(Им — Цв)Гт/(Гк — Гт)] (1 — Гк/г)4-Цм. (4.6)
Из равенства потока пара с поверхности /п4лг2 убыли влаги
41злрпдгт3/дт следует:
7п=рпГт2/г25гт/йт. (4.7)
Подставляя выражения (4.6), (4.7) в уравнение (4.4) и ин-
тегрируя, получим
(г2 —Гт2)/2— (г3 —гт3)/3гх= (амт/рп) (рм —р.в), (4.8)
где радиус гт равен rT=rH+6i, 61—толщина пленки пульпы (м), которая
рассчитывается по формуле
61=Гя{[(^/ёГр) (Ртв/Рп+1)]1/3- 1}. (4.9)
где гя—радиус частиц ретура, м; F — производительность форсунки по
пульпе; gP — количество ретура, циркулирующего в аппарате; ртв — пикно-
метрическая плотность готового продукта.
Влагосодержание исходной пульпы равно
u=GxIGc, (4.10)
где бж=рпГж; бс=ртвГм; Гж— объем жидкости в капле пульпы, Гж=
= VK—VM; VK — объем исходной капли пульпы, Ук=4/3л(гт3—гя3); Гм—
объем сухого вещества, равный разности объемов высушенной гранулы н ее
первоначального объема, Гм=4/3л(гк3—гя3).
Подставляя эти соотношения в формулу (4.10) и разрешая
ее относительно гк, получим
Гк==Гя{[(1-)-^1Ая)3рж-)-^Ртв]/(Рп-)-^Ртв)}1/3. (4.1 1 )
83
6'
Время сушки можно рассчитать по уравнению (4.8), подста-
вив в него г=гк: /
т = (Рж/6аигк) (2гтэ — ЗгкГт2 + г?) /(цм — Ц=) > (4.12)
где цм — химический потенциал материала при определенных температуре
и влагосодержании; рв—химический потенциал отходящих газов прн опре-
деленных температуре н влагосодержании; ац— коэффициент влагообмена,
отнесенный к разности химических Потенциалов, определяется по уравне-
нию:
ОСд=ПтРтвЦ/(Цм Цв), (4-13)
где ат — коэффициент диффузии влаги; и — влагосодержание гранулируе-
мого материала.
Формулы (4.11) и (4.12) позволяют определить конечный
размер и время сушки гранулы за один цикл гранулирования.
Конечный размер гранулы и время сушки после n-го числа
циклов гранулирования и сушки определяется зависимостью:
Гк=ГиР", (4.14) т„=^2Гя2(р2'’ — 1)/(р2— 1), (4.15)
где ₽={((1+^)®Рп+«ртв]/(рп+иртв)}1/3; (4.16)
7= рж [2+ (1 -Н)3 — 3£(1 +£) 2-Н3] /6а^ (Им - Ив); (4.17)
k= [(Flgp) (pTB/pn+l)]«/3- 1. (4.18)
Если задано общее время пребывания частиц в аппарате
БГС, то, пользуясь формулой (4.15), можно определить число
циклов орошения и сушки для получения гранул требуемого
размера:
n= {In I (т/7Гя2+ 1) ф2 — 1) +1 ] /21п И} — 1 (4.19)
и размер готовых гранул:
Гк = ГяР".
Экспериментальная проверка адекватности полученной ма-
тематической модели закона роста гранул проведена в аппара-
те БГС, основные параметры которого: £> = 3,2 м; £=22 м; а=
= 1°; /2=3,5 мин-1.
На рис. 4.2 представлены экспериментальные и расчетные
кривые скорости роста гранул. Теоретическая кривая рассчиты-
валась для следующих условий:
Средний геометрический размер гранул готового продукта 2
dm мм
Плотность пульпы рп. кг/м3 1390
Пикнометрическая плотность аммофоса ртв, кг/м3 1742
Влагосодержание пульпы и, кг/кг 0,625
Производительность форсунки F, т/ч 21,5
Расход ретура gp, т/ч 21
Анализ представленных на рис. 4.2 зависимостей показыва-
ет, что расчетные значения вполне удовлетворительно совпада-
ют с экспериментальными данными.
84
Рис. 4.2. Зависимость радиуса гк гра-
нул аммофоса от числа циклов п гра-
нулирования и сушки (точки — экспе-
римент, линия — расчет)
Анализ полученных уравне-
ний (4.12)—(4.19) для расчета
скорости роста гранул в аппа-
ратах типа БГС позволил сде-
лать важные в практическом
отношении выводы:
для реализации промыш-
ленных процессов гранулирования и сушки пульп различных
минеральных удобрений наиболее целесообразным является
использование аппаратов с внутренней циркуляцией ретура,
так как в аппаратах данного типа частицы материала, возвра-
щаемые в зону распыла пульпы, имеют температуру, макси-
мально приближенную к температуре начала термического раз-
ложения материала. Поскольку в этом случае снижается диф-
фузия жидкой фазы внутрь частиц, то сокращается удельный
расход энергии, так как испарение влаги будет происходить
только с поверхности;
одним из направлений интенсификации процессов гранули-
рования и сушки при получении гранулированных удобрений
на основе пульп является оптимизация теплового режима суш-
ки путем варьирования влагосодержания отходящих газов;
интенсификация процессов гранулирования и сушки в аппа-
ратах указанного типа может быть достигнута в результате из-
менения гидродинамических режимов работы форсунок при из-
менении физико-химических свойств распыливаемых пульп
(плавов, растворов) —вязкости, плотности и т. д.
Расчет барабанного гранулятора-сушилки сводится к определению его
основных размеров (диаметра и длины), исходя из расчетного расхода теп-
лоносителя, подаваемого в аппарат. При этом, задавая величину уноса из
аппарата, принимают среднюю скорость теплоносителя в аппарате vT (в м/с)
и считают, что распиливаемая пульпа равномерно распределяется по всей
поверхности частиц ретура, ссыпающегося с подъемно-лопастной насадки.
Средняя толщина пленки пульпы (в м), распыленной на частицы рету-
ра, определяется по уравнению (4.9).
Текущий радиус влажных гранул
Гт=Гя+б1. (4.20)
Необходимое число циклов гранулирования и сушкн для достижения
гранулами требуемого размера определяется нз уравнения (4.19). Исходя из
этой величины, определяют время гранулирования и сушки из уравнения
(4.8), а затем рассчитывают длину барабана:
li=4(gp+Qc)rK/n£>e®. (4.21)
Здесь gP—расход ретура, циркулирующего в аппарате, кг/с; Qc — произво-
дительность аппарата по сухому продукту, кг/с; Ф — коэффициент заполне-
ния; £>в — диаметр барабана (м), который рассчитывают из соотношения:
85
D6= (Ft/0,785)1/2, где Ft — площадь поперечного сечения БГС (м2) опреде-
ляют по уравнению: Ft=Qi/VT (Qi—расход теплоносителя, транспортируе-
мого через БГС, рассчитывается нз материального и теплового балансов).
4.2. Процессы гранулирования в псевдоожиженном слое
4.2.1. Механизм и кинетика гранулообразования
При сушке растворов или охлаждении плавов в псевдоожи-
женном слое часть исходного вещества не достигает либо не
укрепляется на поверхности гранул слоя и образует новые цент-
ры гранулообразования. Процесс импульсного нанесения тон-
ких пленок на поверхность частиц сопровождается кристалли-
зацией на частицах тонких слоев вещества. Рост гранул тем ве-
роятнее, чем больше силы сцепления капли жидкости с тверды-
ми частицами слоя.
Адгезионная способность капли зависит от шероховатости
поверхности гранул и свойств распыливаемой жидкости, наибо-
лее важным из которых является соотношение в капле жидкой
и твердой фаз. Это соотношение по мере движения капли в фа-
келе распыла непрерывно изменяется, так как изменяется ее
температура и влажность. При попадании диспергированной
жидкости в псевдоожиженный слой с более низкой температу-
рой происходит быстрое охлаждение насыщенного раствора или
плава с выделением в капле твердой фазы, что понижает ее
способность к адгезии.
Существуют и другие возможности образования новых цент-
ров гранулообразования, например в результате механического
или теплового дробления гранул. В последнем случае процесс
сводится к следующему. Частицы крупнее определенного разме-
ра, циркулируя между зоной активного теплообмена (приреше-
точная зона высотой 20—30 мм) и основным объемом слоя,
имеющим более низкую температуру, не успевают прогреваться
на всю толщину. В результате возникают термические напря-
жения, способные расколоть гранулу [89].
Наряду с образованием новых частиц — центров гранулооб-
разования— и ростом размеров гранул по мере наслаивания на
их поверхность тонких пленок в псевдоожиженном слое возмо-
жен рост гранул путем агломерации отдельных частиц под дей-
ствием достаточно больших сил сцепления между частицами в
момент их соударения. При избытке жидкости на поверхности
частиц (причиной этого может быть высокая локальная влаж-
ность либо состояние, когда температура поверхностного слоя
гранулы превышает температуру плавления вещества) адгезн-
рнно-когезионные силы сцепления оказываются больше инерци-
онных сил движения частиц, что приводит к образованию агло-
мератов. При последующей кристаллизации вещества из жид-
кой фазы образуются кристаллические мостики, прочно связы-
вающие частицы агломерата между собой. Если мостики, обра-
86
зевавшие агломерат, недостаточно прочны, то при интенсивном
движении частиц в слое происходит разрушение агломератов с
образованием частиц исходного или меньшего размера.
Как следует из сказанного, гранулирование в псевдоожижен-
ном слое сопровождается сложными тепломассообменными и
гидродинамическими процессами роста гранул, осложненными
образованием новых частиц-—центров гранулообразования. Для
практических расчетов грануляторов с псевдоожиженным слоем
важно знать закономерности изменения гранулометрического
состава продукта во времени, выявить способы достижения мак-
симального выхода целевой фракции.
Изучению закономерностей изменения гранулометрического
состава продукта в зависимости от технологических показателей
процесса посвящен ряд исследований. Из многообразия предло-
женных методик расчета гранулометрического состава продук-
та, получаемого в псевдоожиженном слое, можно выделить не-
сколько основных подходов.
Ряд авторов определяют гранулометрический состав продук-
та путем совместного решения уравнения скорости роста от-
дельной частицы и распределения гранул по времени пребыва-
ния их в аппарате.
Так, для полидисперсного ретура при экспоненциальном законе роста
частиц н идеальном перемешивании в слое гранулометрический состав рас-
считывается:
К=л
F (<*/)« S F (dt, dp)PK, (4.22)
K=l
F(di,d0) = l — expI-3(QM-f-Qp)/KQp(lnd(/do)], (4.23)
где dD, di, df — начальный и текущий диаметры частиц слоя, диаметр частиц
ретура; QM, Qp — расходы сухого материала, вводимого в слой с жидкостью,
и ретура; К — коэффициент гранулообразования; Рк— содержание к-й
фракции в ретуре.
Коэффициент К показывает, какая доля от введенного с жидкой фазой
вещества распределяется на поверхности частиц. При К<1 образуются но-
вые частицы — центры гранулообразования, при К>1 происходит агломе-
рация. Для случая, когда К=1, процесс гранулообразования характеризует-
ся нормальным ростом. Это означает, что диспергируемый продукт, вводи-
мый в слой, полностью распределяется на поверхности частиц слоя.
Другой подход к расчету фракционного состава продукта в
процессе гранулирования заключается в использовании уравне-
ния, учитывающего массу и размер образующихся (источники)
и выгружаемых (стоки) частиц [89].
Основываясь на этом, уравнение для изменения функции распределения
гранул по размерам можно записать:
(др/дт) + [д(1р)/дх] =<р(х) +ф (р) — G(x), (4.24)
где <р(х), Ф(р), G(x) —распределения по размерам вводимых в слой, об-
разующихся в слое и выгружаемых из слоя частиц; 'к=дх/дт—линейная
скорость роста частиц; р(х,т) —распределение частиц по размерам.
87
Рис. 4.3. Схема материальных потоков процесса гранулирования в псевдоожи-
женном слое с селективной выгрузкой частиц:
/ — гранулятор с псевдоожиженным слоем; 2 — устройство для выгрузки (затвор — пита-
тель); 3 — сепаратор (классификатор)
Рис. 4.4. Характеристики идеального сепаратора
При стационарном непрерывном процессе, отсутствии внутренних источ-
ников частиц и неселективной выгрузке уравнение имеет вид:
(d/dx)(pl) =—/гр+<р(х), (4.25)
где й=1/тср.
Рассмотренные выше закономерности не учитывают явление
сепарации (классификации) частиц по размерам при выгрузке
продукта из аппарата.
Известны лишь некоторые попытки учесть явление селектив-
ной выгрузки продукта в общих моделях гранулообразования
[89]. Эта модель основана на допущении об идеальности рабо-
ты сепаратора (внутреннего или внешнего) и дает общее пред-
ставление о совместном рассмотрении процессов гранулирова-
ния и классификации (рис. 4.3).
Принят следующий режим работы сепарирующего устройства (рис. 4.4):
все частицы размером х<а возвращаются в аппарат, а размером х>а вы-
водятся нз системы.
Для обеспечения непрерывного процесса гранулирования в аппарат (см.
рис. 4.3) подают определенное количество Qp мелких частиц ретура N со-
става <р(х). При этом допускается, что образование новых центров за счет
дробления частиц и испарения жидкости не происходит, а также отсутству-
ет агломерация частиц в слое.
Тогда система уравнений, описывающих поведение функции распреде-
ления р(х, т) в ретуре с учетом роста частиц за счет подаваемого с раство-
ром твердого вещества QK, выгрузки частиц и идеальной работы сепарато-
ра, имеет вид [7(т) —линейная скорость роста гранул]:
др (х, т) /дт+ Х(т) др (х, т) /дх=— kG (х — а) р (х, т) +W (х), (4.26)
СО
4лХ (т) х2р (х, т) dx = QK, (4.27)
b
где
„ ( 0 при x<fa
О х-а) = (4.28)
I. 1 прн х а.
88
Подобный подход весьма далек от реально протекающих процессов гра-
нулирования и классификации, часто совмещенных в одном аппарате.
Известно также [21] уравнение для весового распределения частиц по
размерам с учетом скорости их роста !(/?) = QK/F рт для монодисперсного
ретура:
g (г) = (FPt/Q«) (гЛо) s [1/(Qm/Qp+ 1) I exp [ (f pT₽/Q„) (r0 - r) ], (4.29)
где F — общая поверхность частиц, находящихся в псевдоожиженном состоя-
нии; рт — плотность материала твердых частиц; <?м—расход твердого ма-
териала) с раствором; — расход ретура; ге — радиус частиц ретура;
g(r)—плотность распределения частиц по радиусам; [}= (Qm+Qp)/Gcj1, где
Осл — масса слоя.
Предложенные уравнения для расчета гранулометрического
состава (4.25) — (4.28) включают в себя скорость роста частиц,
относительно которой существуют различные мнения [21]. При-
нято, что скорость роста пропорциональна поверхности слоя и
не зависит от размера частиц, т. е. закон роста частиц описыва-
ется уравнениями:
d=dc+Kt (4.30)
или
X=dd/dT=<2P/FpT=const. (4.31)
Отсюда теоретически выводится зависимость скорости роста
от диаметра частиц, имеющая вид:
d/d0=exp(QM/3G„)T. (4.32)
Аналогичное выражение получено при условии, что исход
ное вещество распределяется в слое пропорционально поверхно-
сти частиц:
dd/dT=(2QP/pFM)(A+Bd). (4.33)
Некоторые авторы [89], исходя из анализа эксперименталь-
ных данных, считают, что закон роста гранул может быть ли-
нейным — при отсутствии сепарации частиц в слое и нелиней-
ным— в случае сепарации частиц по размерам в зоне ороше-
ния слоя жидкостью, т. е.
Z=adm. (4.34)
Экспериментальные исследования кинетики роста частиц в псевдоожи-
женном слое подтверждают степенной характер зависимости скорости роста
от размера гранул. Однако мнения о степени этого влияния противоречивы.
Так, в одних работах указывается на монотонный характер зависимости
скорости роста от диаметра, а в других обнаружен экстремальный харак-
тер этой зависимости, объясняемый разной вероятностью выхода гранул
различного размера в зону орошения и в выгрузку.
Для уточнения закона роста проведено исследование [90] процесса гра-
нулообразования в широком диапазоне изменения параметров при исполь-
зовании методики, позволяющей определять размеры отдельных гранул.
Согласно этой методике, в слой подавалась навеска окрашенных ча-
стиц (ядер). Через определенные интервалы времени из непрерывно выгру-
жаемого продукта отбирали пробы и изготовляли диаметральные шлифы
гранул. Меченые ядра и образовавшиеся на ннх оболочки измеряли под
микроскопом.
89
Обнаружено, что математические ожидания распределений по размерам
гранул, отобранных в каждый момент времени, изменяются во времени по
экспоненциальному закону независимо от производительности, массы слоя и
других параметров.
Уравнения (4.21) и (4.22) применены только для наиболее простого
случая, когда рост гранул пропорционален поверхности частиц слоя (нор-
мальный рост). Реальные процессы гранулирования протекают с отклонением
от нормального роста. В этом случае определение гранулометрического со-
става требует уточнения эмпирических коэффициентов. И коэффициент гра-
нулообразовання в уравнении (4.22), и функции распределения образующих-
ся в слое частиц в уравнении (4.23) для каждого материала должны опреде-
ляться из эксперимента.
Особенности формирования гранул определяют свойства гранулируемых
материалов, режимные параметры н конструктивные характеристики грану-
лятора с псевдоожиженным слоем.
Как видно из уравнений (4.32) и (4.33), в случае роста гранул про-
порционально поверхности частиц слоя, диаметр гранул увеличивается с уве-
личением производительности (QM), диаметра частиц ретура (d0) и умень-
шением расхода ретура (Q₽). Однако такой режим возможен лишь в опре-
деленных условиях ведения процесса, при отклонении от которых в слое
образуются новые мелкие частицы, наблюдается агломерация частиц.
Анализ результатов исследований различных авторов пока-
зывает, что на размер гранул существенно влияет температура
псевдоожиженного слоя. При сушке пульпы и растворов термо-
лабильных веществ в слое при температуре до 100 °C наблюда-
ется уменьшение среднего диаметра гранул с понижением тем-
пературы слоя. Это связано с тем, что гранулирование происхо-
дит при использовании более концентрированных растворов и
пульп, поэтому увеличивается вероятность образования новых
частиц в слое.
Термостабильные вещества гранулируют при более высоких
температурах, при которых наблюдается тепловое дробление
гранул. На интенсивность термического разрушения гранул
влияет не столько температура слоя, сколько перепад темпера-
тур между зоной орошения (зона более низких температур) и
прирешеточвой зоной слоя (зона повышенных температур).
В реальных условиях увеличение температуры слоя приводит
к уменьшению размеров гранул вследствие повышения перепа-
да температур между зонами орошения и прирешеточной зоной
и к увеличению вероятности образования мелких частиц в ре-
зультате термического разрушения более крупных гранул [89).
Чем меньше жидкой фазы в исходном растворе (пульпе),
тем меньше адгезионная способность капель в зоне орошения и
тем больше вероятность образования мелких частиц в слое.
При постоянной концентрации пульпы к укрупнению гранул
приводит увеличение удельного орошения. Чем меньше поверх-
ность зоны орошения (факела распыла), тем более толстая
пленка образуется на грануле за однократное прохождение зоны
орошения. Кроме того, при этом повышается влагонапряжен-
ность факела распыла, увеличивается вероятность переувлажне-
ния отдельных гранул и образования агломератов.
При распыливании жидкости пневматическими и комбини-
рованными пневмомеханическими форсунками размеры зоны
90
орошения зависят от количества и давления распиливающего
агента, а удельное орошение — от соотношения количеств рас-
пиливающего агента и пульпы: чем больше это соотношение,
тем меньше размер получаемых гранул. Диаметр гранул увели-
чивается с укрупнением размеров капель диспергируемого рас-
твора.
Характер гранулообразования зависит от количества тепла,
подводимого к факелу распыла с распиливающим агентом и
жидкостью. Чем больше тепловой потенциал факела распыла,
тем с большей интенсивностью обезвоживается диспергирован-
ная пульпа (от места ее истечения до соприкосновения капель с
гранулами в зоне орошения), тем меньше силы сцепления гра-
нул и больше вероятность образования новых частиц. При по-
даче в факел распыла избытка тепла (сверх необходимого для
первого периода сушки) происходит разогрев, размягчение и
слипание гранул. Следовательно, изменение диаметра гранул
слоя в зависимости от количества тепла, подводимого в зону
орошения, носит экстремальный характер.
В зависимости от специфических особенностей процесса,
в частности от механизма гранулообразования, различные пара-
метры процесса влияют на размер гранул в неодинаковой степе-
ни. Так, влияние скорости ожижающего агента и среднего вре-
мени пребывания гранул в слое в условиях непрерывного про
цесса практически не наблюдаются. Однако при наличии тер-
мического разрушения гранул с уменьшением времени их пре-
бывания число образующихся новых частиц также уменьшает
ся, а с уменьшением скорости псевдоожижения несколько сни-
жается интенсивность перемешивания в слое, т. е. вероятно
уменьшение числа циклов нагрев — охлаждение. Все это может
привести к росту диаметра гранул.
Таким образом, для осуществления непрерывного процесса
гранулирования требуется, в конечном итоге, регулирование
количества мелкой фракции, образуемой в слое. Совершенно
очевидно, что для поддержания оптимальных показателей про-
цесса гранулирования различных минеральных удобрений необ-
ходимы разные режимы. О влиянии даже незначительных из-
менений химического состава на гранулометрический состав
продукта можно судить по результатам исследований процессов
гранулирования сложно-смешанных удобрений и нитратно-фос-
фатных смесей. Диаметр гранул слоя увеличивается при умень-
шении кислотности пульпы аммофоса и увеличении концентра-
ции добавочной патоки в нитратно-фосфатных растворах.
4.2.2. Тепломассообмен
Особенности формирования гранул и скорость их роста в
значительной мере определяются характером тепломассообмена
в псевдоожиженном слое, условиями взаимодействия между
каплями диспергированного раствора или плава и частицами.
91
Удаление влаги и кристаллизация гранулируемого вещества
происходят в условиях взаимодействия капель с сушильным
или охлаждающим (для плавов) агентом и отдельными грану-
лами.
Первая попытка анализа теплообмена между жидкостью и
гранулой предпринята В. Ф. Волковым (цитируется по [21]),
который рассчитал испарение пленки раствора, полностью охва-
тывающей гранулу, при условии совмещенного подвода тепла:
кондукцией от гранулы и конвекцией от ожижающего агента.
Толщину пленки определяли экспериментально (окунали гра-
нулу в раствор, давали стечь избытку последнего и после обра-
зования пленки замеряли ее толщину). Решая упрощенную за-
дачу теплообмена шара со средой с постоянной температурой,
получили критериальную зависимость:
Ь1и,ф = /1 (2Хт/1г) ( (Тд — Тд+д)/(Тп.с — Тв+л)] -f-BNUrecT, (4.35)
где Хт, ?.г— теплопроводность твердого материала и газа; Тк, ТЕ+Д, Тп.с —
температура поверхности гранулы, пленки, псевдоожиженного слоя; Nu81}„
NuHecr — число Нуссельта, эффективное и рассчитанное по уравнению Нестерен-
ко [91]; Bi=aR/XT — критерий БИО (а — коэффициент теплоотдачи; R—ра-
диус гранулы); А, В — эмпирические константы.
В соответствии с формулой (4.35) 60—70% тепла на испаре-
ние влаги в пленке поступает от нагретых гранул. Принимая во
внимание, что капля не мгновенно растекается по поверхности
гранул, следует рассматривать, как это сделано в работе [89],
нестационарный процесс растекания испаряющейся капли по
поверхности нагретой гранулы. Естественно предположить, что
в зависимости от соотношения времени испарения и времени
растекания капли будет изменяться механизм гранулообразо-
вания. При очень быстром подводе большого количества тепла
влага удаляется из капли значительно скорее, чем она успева-
ет растечься по грануле. При недостатке тепла, подводимого
для испарения влаги из данной капли, капля может полностью
покрыть гранулу, которая приобретает повышенную влажность.
Очевидно, что механизм гранулообразования в этих случаях бу-
дет зависеть не только от скорости удаления влаги, но и от ско-
рости растекания пленки по поверхности гранулы, что, в свою
очередь, определяется физико-химическими свойствами грану-
лируемого вещества.
Интересны результаты экспериментальных исследований
[89] процесса испарения капель раствора на поверхности гра-
нул различных размеров при варьировании первоначальной
температуры гранулы (tTP). При /гР=135°С происходит некото-
рое растекание капли, медленный ее нагрев и испарение влаги,
в процессе которого наблюдается плавное снижение температу-
ры гранулы. При этом максимальная разность начальной и те-
кущей температур (Д/) составляет 5 °C. После испарения рас-
твора образуется прочный нарост, профиль которого соответст-
вует профилю поверхностной пленки (растекшейся капли).
С повышением температуры толщина прочной подложки и
92
размеры отдельных наростов уменьшаются. При /гр=350°С
происходит еще более интенсивное кипение (время испарения
2—3 с, Д/=40°С). Вновь образованная поверхность изрыта
трещинами и непрочно прилегает к грануле (наросты в виде
пылевидных крупинок).
При соотношении размеров капли и гранулы 1 : 1 происходит
полное обтекание гранулы для всех исследованных температур
/гр. При температуре /гр<200°С образуется тонкая твердая
пленка, избыточное количество раствора стекает с гранулы.
Таким образом, характер гранулообразования во многом за-
висит от количества тепла, аккумулированного гранулой, т. е.
от ее теплосодержания. С увеличением последнего в исследо-
ванных условиях рост гранул замедляется, поскольку нанесен-
ная пленка имеет непрочные связи с гранулой. При диспергиро-
вании в зоне орошения не раствора, а пульпы, имеющей более
высокую температуру, чем гранула, в процессе испарения влаги
из пленки происходит кристаллизация дополнительного количе-
ства твердой фазы. Это приводит к уменьшению сил сцепле-
ния с гранулой. Следовательно, возможны условия, при кото-
рых замедление роста гранулы по поверхности происходит
вследствие понижения температуры гранулы.
Размеры и форма нанесенной на гранулу пленки зависят от
текучести капли, т. е. от вязкости и поверхностного натяжения
раствора, соотношения размеров капли и гранулы, шероховато-
сти и смачиваемости поверхности последней.
Следует заметить, что изложенные выше выводы получены
на основе анализа взаимодействия единичных капель и гранул.
В реальном процессе это взаимодействие осложнено возможно-
стью одновременного контакта гранулы с несколькими капля-
ми, передачи части жидкости с одной гранулы на другие при
их столкновении, под действием центробежной силы при вра-
щении гранул, при обдуве их ожижающим агентом и т. п. По-
этому знание особенностей взаимодействия единичных капель
и гранул хотя и помогает выявить факторы, влияющие на про-
цесс гранулообразования, но не дает однозначного объяснения
закономерностей роста гранул в псевдоожиженном слое и не
позволяет описать процессы тепломассообмена, протекающие
при гранулировании.
Математическое описание процесса сушки зернистых мате-
риалов во взвешенном слое включает совместное рассмотрение
внутренней задачи тепломассообмена—внутри капиллярно-по-
ристого тела — и внешней задачи тепломассообмена поверхнос-
ти влажного тела и сушильного агента. Сушка жидкости имеет
специфические особенности, связанные с кристаллизацией твер-
дой фазы в процессе формирования гранул.
Дифференциальные уравнения тепломассопереноса присуш-
ке капиллярно-пористых тел имеют вид:
du/dTc=a'V2u+az6V2/,
dZ/dTc=aV2Z+e(n/cp) (ди/д1с), (4.36>
93-
где и — влагосодержание; тс — среднее время пребывания гранул в слое;
а,а'Ь — коэффициенты температуре- и потенциалопроводности (они посто-
янны, если расчет производить по зонам, на которые разбивается тепло- и
массообмен, т. е. для каждого интервала и и О; е — критерий фазового
превращения; г, — теплота испарения; ср—теплоемкость гранул.
Как уже отмечалось, при гранулировании капли раствора
распределяются тонкой пленкой на поверхности гранул, нахо-
дящихся в псевдоожиженном слое. Имея в виду высокую ин-
тенсивность процесса сушки, можно предположить, что испаре-
ние влаги в поверхностном слое гранул, а следовательно, ко-
эффициент внутреннего испарения е, градиент влагосодержа-
ния Vu и изменение влагосодержания во времени ди/дхс внут-
ри гранулы близки к нулю. Таким образом, уравнение массо-
псреноса внутри гранулы теряет смысл, а уравнение теплопере-
носа имеет вид уравнения Фурье — Кирхгофа:
dt/drc=aV2t. (4.37)
Краевое условие для процесса сушки жидкости в псевдо-
ожиженном слое представляет собой уравнение теплового ба-
ланса одной гранулы за бесконечно малый промежуток вре-
мени:
(pd/б) (дЦдтс)„+а(1с —1„) = X„(3//ax)„+(pd/6)r(du/dTc)n, (4.38)
где d— эквивалентный размер гранул; i— теплосодержание гранулы; а —
коэффициент теплоотдачи; /с, tn — температуры ожижающего (сушильного)
агента и поверхности гранул; Хм—коэффициент теплопроводности мате-
риала гранулы; х — текущий линейный размер гранулы.
Особенностью рассматриваемого процесса является наличие
дополнительного источника тепла в поверхностном слое грану-
лы (теплоты фазового превращения), которое учитывается пер-
вым слагаемым в левой части уравнения (4.38). Второй член
левой части уравнения учитывает теплообмен между поверхно-
стью гранулы и газом. Первое и второе слагаемое в правой
части уравнения характеризуют количество тепла, отводимого
от поверхности внутрь гранулы и расходуемого на испарение
влаги.
В результате преобразования системы дифференциальных
уравнений (4.37) — (4.38) методами теории подобия получено
выражение:
E=ulun=f [Рг, Re, Gu, Fo, Au, Ко (/эк — А)/(А — Ал), АЛ], (4.39)
где и, и„ — влагосодержание гранул н пульпы; Рг, Re, Gu, Fo, Au, Ко —
числа Прандтля, Рейнольдса, Гухмана, Фурье, автотермичности, число Кос-
совича.
Выражение (4.39) при рассмотрении конкретных условий
проведения процесса гранулирования может несколько упрос-
титься. Так, если сушильным агентом является воздух, то влия-
ние Re и ХмДг постоянно и учитывается постоянным коэффици-
ентом уравнения. При небольших разностях температур слоя и
94
поверхности гранул числа Ко и (t3K——tCJ}) принимают
очень большие значения и процесс становится автомодельным
к этим числам.
При сушке растворов, охлаждении плавов в псевдоожижен-
ном слое происходит кристаллизация твердой фазы на поверх-
ности гранул, что сопровождается выделением тепла. Это изме-
нение теплосодержания на поверхности гранулы учитывается
числом автотермичности:
Ап=Д1/гД£, (4.40)
где Д1 — количество тепла, выделяющееся при кристаллизации пленки рас-
твора на поверхности гранулы; гДи — количество тепла, подводимое для
испарения влаги; г — теплота испарения воды; Ди=и„—и; и„, и — влагосо-
держанне соответственно пульпы и гранулы.
Установлено, что при гранулировании пульп изменение чис-
ла Au незначительно и может быть учтено постоянным членом в
уравнении (4.39).
Таким образом, процесс сушки растворов, пульп или плавов
в псевдоожиженном слое определяется в основном числами Au,
Re, Gu, Fo. Степень их влияния на влагосодержание продукта
зависит от его свойств и определяется экспериментально. В ка-
честве примера приведены некоторые эмпирические уравнения
[21]:
а) гранулирование аммиачной селитры:
lg£=— 0,48-105FoRe,’72Gu0'7Au-1’* (4.41)
при Fo=22—270, Re=83—160, Gu = 0,07—0,14, Au = 0,47—1,94;
б) гранулирование двухслойных удобрений карбамид — ам-
мофос:
£=0,lGu~0'65Fo-°-6° (4.42)
при Gu= 0,080—0,125; Fo=55—602, Re=3,5-105;
в) гранулирование сложных удобрений типа нитроаммофос-
ки:
£=0,025 (Qp.a/Qn) -0'9Fo-°'')Gu-0>9 (4.43)
При 1,1 < Qp.a/Qn< 1,6,
£=0,017 (Qp.a/Qn) c,2Fo-MGu-°.9 (4.44)
При l,6<Qp.a/Qn<2,3.
Зависимости (4.43) и (4.44) справедливы при изменении па-
раметров в пределах: QP.a/Qn=l,l—2,3, Fo = 54—240, Gu=0,07—
0,14.
Приведенные уравнения (4.41) — (4.44) позволяют рассчи-
тать относительное влагосодержание готового продукта и реко-
мендовать режимы ведения процесса для получения гранул за-
данной влажности.
95
4.2.3. Особенности гидродинамики
На тепломассообмен, а следовательно, и на рост гранул су-
щественное влияние оказывает структура псевдоожиженного
слоя, в частности порозность, степень однородности, интенсив-
ность перемешивания в плотной и разреженной зонах.
Расширение слоя при псевдоожижении. Известно, что высота псевдо-
ожиженного слоя с увеличением скорости ожижающего агента возрастает,
т. е. слой расширяется. Высота рабочей зоны Hf при этом рассчитывается
на основании закономерностей расширения псевдоожиженного слоя. Условия
расширения псевдоожиженного слоя и его структура (однородная или неод-
нородная) определяются характером движения ожижающего агента.
Расширение слоя при однородном характере движения ожижающего
агента (без образования газовых неоднородностей, т. е. пузырей) начинается
прн условии Шр>щ0 (скорости—рабочая и начала псевдоожижения). При
этом скорость движения ожижающего агента в каналах между частицами
всегда равна скорости стесненного витания. Увеличение рабочей скорости
ожижающего агента w,, приводит к увеличению порозности ел до тех пор,
пока скорость в каналах не достигнет скорости витания wB. Уменьшение
скорости ожижающего агента приводит к снижению порозности еп,
и следовательно, высоты слоя.
Установлено, что прн однородном характере движения ожижающего
агента справедливо следующее выражение:
Яо(1-ео) = Яр(1-8п), (4.45)
где ff0 — высота неподвижного слоя; Hv — рабочая высота псевдоожижен-
ного слоя; е0 — порозность неподвижного слоя; еп — порозность псевдоожи-
женного слоя.
При этом порозность псевдоожиженного слоя вполне удовлетворитель-
но (с погрешностью, не превышающей 10—15%) может быть рассчитана по
формуле Тодеса:
е„= [ (18Re-f-0,36Re2) /ArJ °-21, (4.46)
Для псевдоожиженного слоя с неоднородным движением ожижающего
агента особенности расширения являются следствием более сложных явле-
ний. Такой слой характерен для систем газ — твердые частицы, где ожижаю-
щий агент движется как в каналах между частицами, так н в виде пузы-
рей. Формирование пузырей, их движение и выход из слоя сопровождаются
•пульсациями давления. С ростом скорости ожижающего агента увеличива-
ется количество газа, проходящего в виде пузырей. В соответствии с двух-
фазной теорией, количество газа, проходящего в виде пузырей, равно коли-
честву газа сверх необходимого для минимального псевдоожижения, т. е.
<2пУэ= (юр — ш0) А, (4.47)
где F — площадь сечения аппарата.
Обозначив скорость подъема пузырей через щ, получим расход газа,
проходящего в виде пузырей:
Qny3=(FHt,-FH0)/(H/vn). (4.48)
Приравнивая уравнение (4.47) и (4.48), получим:
HvIH0=vnl(v„ — WpH-Wo). (4.49)
Следовательно, расширение неоднородного псевдоожиженного слоя оп-
ределяется количеством газа, подведенного сверх необходимого для мини-
мального псевдоожижения и проходящего в виде пузырей.
Для определения средних значений высоты Нср неоднородного псевдо-
ожиженного слоя Н. А. Шаховой с сотрудниками получены следующие эм-
“96
лирические уравнения:
Hcp/Ho=5,6Re°’75Ar-°-37 для Wo >0,2 м, (4.50)
//сР///о=сКе°'75Агт для Но<О,2 м. (4.51)
Значения сит могут быть определены из следующих выражений:
с= 126//0-°-67, (4.52) т=—О,63Но-°*. (4.53)
Структура неоднородного псевдоожиженного слоя. Структу-
ра неоднородного псевдоожиженного слоя локально неустойчи-
ва. Это обусловлено тем, что неоднородное псевдоожижение,
существующее, как правило, в реальных системах газ — твер-
дая фаза, сопровождается интенсивным барботажем пузырей,
образованием и распадом агрегатов частиц в плотной фазе слоя.
Нестационарность движения газовых пузырей и случайный
характер их взаимодействия во многом ограничивают возможно-
сти детерминированного подхода к описанию структуры псевдо-
ожиженных систем.
Ранее Н. А. Шаховой было показано, что газовые пузыри в псевдоожи-
женном слое образуются в результате пульсационного отрыва струй, исте-
кающих из отверстий газораспределительного устройства. Отрыв струн про-
исходит вследствие ее сжатия в среде большой плотности (плотность псев-
доожиженного слоя значительно превышает плотность газовой струи). Сжа-
тие струн приводит к повышению давления в образующемся факеле. Когда
давление достигает определенного значения, происходит разрыв струи и- об-
разуется одиночный газовый пузырь. Если отверстия в газораспределитель-
ной решетке достаточно отдалены друг от друга, коалесценция пузырен в
момент их образования отсутствует, н образуются пузыри одинакового
размера. В случае слияния факелов в момент их отрыва при истечении
стесненных струй вероятнее всего формирование неодинаковых пузырей,
размер которых можно характеризовать некоторой плотностью распреде-
ления.
Таким образом, неоднородность псевдоожиженного слоя предопределена
уже начальным распределением зарождающихся пузырей по размерам, кото-
рое зависит не только от аэродинамических характеристик истечения струй,
но и от конструктивных параметров газораспределительного устройства.
В общем случае для единичного пузыря массой т, не встречающего на
своем пути газовых объемов, можно записать следующее уравнение дви-
жения:
mdu„/dT= Р — o-f-mg, (4.54)
где ип — скорость пузыря; Р— сила давления на пузырь; о — сила внутрен-
него трения; g — ускорение свободного падения.
Полагая, что газовый пузырь имеет сферическую форму н сопутствую-
щая эффективная масса окружающего пузырь слоя равна половине вытес-
ненной им массы, И. Ф. Дэвидсон и Д. Харрисон [92] приводят следующее
уравнение восходящего движения пузыря:
Рп.с Vg= d (1 /2рп.с Vdz/dx) /dr, (4.55)
где V — объем пузыря; рп.с — плотность псевдоожиженного слоя; z — высота
подъема пузыря от точки зарождения.
Известно, что реальный газовый пузырь имеет форму, отличную от сфе-
рической, и по мере подъема либо увеличивается в размерах за счет коа-
лесценции, либо разрушается на меньшие объемы плотными неоднородностя-
ми (пакетами).
Поэтому аналитическое описание движения пузыря возможно лишь на
}частках между столкновениями двух пузырей. Среднее число слияний пу-
7—631
97
Рис. 4.5. Схема последовательной коалесценции газовых пузырей
зырей по высоте псевдоожиженного слоя можно оценить на основании сле-
дующих экспериментальных данных. Частота образования пузырей для слоя
стеклянных шариков d=0,8 мм в диапазоне чисел псевдоожижения
1,0<1Г<4,0 составляет 18—30 с-1. Частота же выхода пузырей на поверх-
ность слоя как для лабораторных, так и для промышленных аппаратов
обычно лежит в интервале 2—10 с-1. Это означает, что в среднем при высо-
те слоя 0,2—0,5 м происходит 3—6 последовательных слияний, приводящих
к ступенчатому укрупнению пузырей (рнс. 4.5).
Рост пузыря на участке Az< можно описать уравнением
d (m/dz/dr)/dT= (dmildx)g — &Р,
(4.56)
где m—сопутствующая пузырю эффективная масса псевдоожиженного слоя
на участке Дг,-.
Решение этого уравнения на всех участках возможно при следующих
краевых условиях:
т=г0, z=z0, т=Шй,
%—х,, z=Zi, m—mi.
Состояние т=т0, z=z0, т=т0 соответствует моменту и уровню образо-
вания первичного пузыря, зародившегося в результате отрыва факела струи.
В первом приближении можно считать, что в точках слияния (zb z2, z3, ...,
z,) происходит скачкообразное укрупнение пузырей без потерь газа в объеме
псевдоожиженного слоя.
Если отрыв струй и коалесценция пузырей в плотной зоне псевдоожи-
женного слоя вызывает микропульсацин давления, то выход пузырей на по-
верхность слоя сопровождается макропульсациями давления, так как при
этом в надслоевое пространство выбрасываются крупные пакеты частиц.
Если предположить, что частоты выброса пакетов частиц совпадают
с частотами макропульсацнй давления в слое, то в этом случае можно объ-
яснить причину и дать определение степени неоднородности псевдоожижен-
ного слоя.
Гистограмма относительных частот выброса пакетов частиц из плотной
фазы слоя стеклянных шариков da= 1,18 мм при скорости ожижающего аген-
та (воздуха) 1,21 м/с приведена на рис. 4.6.
Средняя частота периодов макропульсаций давления (выброса пакетов
частиц) убывает с увеличением скорости ожижающего агента (рис. 4.7),
в то время как частота микропульсаций при этом увеличивается. Это озна-
чает увеличение степени неоднородности псевдоожиженного слоя: большая
часть газа проходит в виде пузырей.
Приведенные данные находятся в качественном соответствии с результа-
тами экспериментального исследования (рис. 4.8) [93] (на частицах разме-
ром da=2,5; 3,6; 4,3 мм) зависимостей параметров распределения скорости
ожижающего агента коррелированных с пульсациями гидравлического сопро-
98
f(t)
Рис. 4.6. Гистограмма относительных частот выброса пакетов частиц из плот-
ной фазы слоя
Рис. 4.7. Зависимость средней частоты У выброса пакетов частиц от скорости
ожижающего агента w стеклянных шариков различного диаметра d
тнвления псевдоожиженного слоя, от скорости ожижающего агента (область
чисел псевдоожижения после 1Г=2—2,5). Экстремальный характер приведен-
ных зависимостей подтвержден также в работе [94].
Степень неоднородности псевдоожиженного слоя обычно характеризует-
ся отношением средней величины макропульсаций давления к среднему пере-
паду давления в слое »Н=ДР'/ДР.
Однако этот параметр скорее характеризует не степень неоднородности,
а лишь указывает на наличие неоднородностей в системе. На наш взгляд,
мерой степени неоднородности данной псевдоожиженной системы может
служить параметр тр
t) = n/v, (4.57)
где п— частота микропульсаций (зарождения пузырей); v — частота макро-
пульсаций давления (выброса пакетов в надслоевое пространство).
При n=v гетерофазная система газ — твердые частицы может считать-
ся однородной (т]=1). Такое состояние системы наблюдается в момент на-
чала псевдоожижения, когда пузырьки газа, образовавшиеся вблизи газорас-
пределителей решетки, не сливаются по мере их подъема и выходят на по-
верхность слоя с той же частотой.
При n^>v псевдоожиженный слой становится неоднородным вследствие
коалесценции пузырей н выхода на поверхность слоя крупных газовых не-
однородностей и пакетов частиц.
Гис. 4.8. Зависимость ширины спектра изменения скорости ожижающего аген-
та с,- (а) н наиболее вероятной частоты ыог (б) от скорости ожижающего
агента w для частиц силикагеля различного диаметра
7*
99
Рис. 4.9. Принципиальные схемы
(а—в) образования разреженной зо-
ны неоднородного псевдоожиженного
слоя:
а — формирование пакета частиц; б — вы-
ход пакета из плотной зоны слоя; в — рас-
пад пакета на отдельные частицы и фор-
мирование следующего пакета
Структура разреженной зоны (надслоевого пространства)
неоднородного псевдоожиженного слоя. Базируясь на изложен-
ной выше модели структуры неоднородного псевдоожиженного
слоя, объясняющей механизм движения газовых пузырей и
природу пульсаций давления в слое, можно предложить следу-
ющую модель образования разреженной зоны. На рис. 4.9 изо-
бражена принципиальная схема образования разреженной зоны
неоднородного псевдоожиженного слоя. Состояние слоя в зоне а
определяется формированием пакета частиц, в зоне б — момен-
том выхода пакета из плотной зоны слоя, в зоне в — распадом
данного пакета на отдельные частицы и формирование следую-
щего.
Для характеристики структуры разреженной зоны можно
выбрать какую-либо статистическую модель распределения па-
кетов по начальным скоростям их выброса из плотной зоны
слоя. Такая модель в общем виде отражает энергетическое со-
стояние неоднородного псевдоожиженного слоя на границе
плотный слой — разреженная зона.
Экспериментальные исследования структуры разреженной
зоны псевдоожиженного слоя [95] проведены методом кино-
съемки с использованием моно- и полидисперсных слоев, харак-
теристика которых дана в табл. 4.1.
Таблица 4.1. Характеристика используемого материала
Материал Эквивалент- ный диаметр d3, мм Плотность р, кг/м3 Скорость витания, м/с Число Архи меда Аг
Стеклянные шарики 0,315 2500 2,72 2,9-103
0,895 2500 6,43 6,8-104
0,180 2500 7,84 1.6-105
1,670 2500 9,35 4,4 10&
Алюмосиликатный ка- 3,340 1100 8,58 1,43 10е
тализатор (сферичес- кий) Полистирол суспеизион- 0,895 1000 3,75 2,6-104
ный 2,400 1000 7,02 5,0- 1О&
Суперфосфат гранулиро- 0,160—4,0 2220 — —
ванный*
• Полидисперсная смесь.
100
В результате обработки экспериментальных данных для различных со-
стояний монодисперсных систем получены следующие зависимости для пара-
метров распределения пакетов по начальным скоростям их выброса:
f (Чп) = (yv+1/Г (у + 1) оп) («n/t>n)-(v+2) exp (—yvn/fn). (4.58)
1Г°.,Аг°’25, (4.59)
7n = 0,09 Ar0.25 1g W, (4.60)
где Г(7+1) —гамма-функция Эйлера.
Уравнения (4.59) и (4.60) получены для следующего диапазона иссле-
дованных параметров слоя:
1,ЗсГ<7,3; 2,9103<Агс4,4-105.
Полученные обобщения для параметров эмпирического распределения
частиц по начальным скоростям выброса их из плотной фазы слоя позволя-
ют проводить количественную оценку спектра скоростей частиц в диапазоне
исследованных параметров псевдоожиженного слоя.
Дальнейший анализ гистограмм относительных частот распределения
случайной величины скорости вылета частиц v4 позволил установить, что для
различных состояний монодисперсных псевдоожиженных слоев они удовлет-
ворительно описываются распределением, аналогичным распределению Макс-
велла:
/(оч) = (тч/2л6к>)3/2ехр(— тчич2/2^щ)4лт'ч2, (4.61)
где тч — масса частицы; и> — скорость ожижающего агента; v4— скорость
движения частицы в надслоевом пространстве; k — кинетический параметр
распределения.
На типичные гистограммы, изображенные на рис. 4.10, нанесены кривые
распределения (4.61).
ГМ
2 -
И, =0,53
Рис. 4.10. Гистограммы относительных частот и кривые распределения началь-
ных скоростей вылета частиц v4 в надслоевое пространство (монодисперсный
слой стеклянных шариков d3= 1,18 мм) при различной скорости ожижающего
агенга:
а — ау=2.02; б — а>=2,38; в — w-2.61
Ю1
Тот факт, что рассматриваемая статистическая система (разреженная
зона неоднородного псевдоожиженного слоя), содержащая большое число
частиц, характеризуется распределением модуля скорости частиц, аналогич-
ным распределению по скоростям движения молекул идеального газа, сви-
детельствует о термодинамической общности обеих систем.
Эта аналогия, как справедливо сообщается в работе [96], базируется на
определенном сходстве энергетических состояний рассматриваемых систем.
Подобно тому, что мерой кинетической энергии молекул газа является
температура t, мерой интенсивности движения частиц в разреженной зоне
псевдоожиженного слоя можно считать модуль скорости ожижающего агента.
Наряду с распределением частиц по начальным скоростям их вылета
(4.61) можно получить распределения по импульсам и энергиям. Вводя в
распределение (4.61) новую переменную p=m4v4, получим распределение
частиц по импульсам:
f(p) = (l/2nm4kw)3/sexp(— p/2m4kw)4np2. (4.62)
Выражая импульс через энергию частицы р=(2тче)|/2, найдем распре-
деление частиц разреженной зоны по начальным энергиям в момент их вы-
лета из плотной зоны псевдоожиженного слоя:
f (е) =2/[л (to)3]1/2 ехр(— e/to)el/2. (4.63)
Проанализируем характерные величины распределения (4.61).
Наиболее вероятная скорость вылета частиц очр, выражаемая максиму-
мом кривой распределения скоростей, т. е. f'(v4)—O будет
г.'чр= (2to/m4),/2. ’ (4.64)
Средняя начальная скорость вылета частиц определится как
цч = vj (v4) dv4 = (8ta/nm4)i/2. (4.65)
b
Из уравнения (4.65) можно выразить кинетический параметр распреде-
ления:
k = m4v24/2,5fjw. (4.66)
Рассчитывая кинетический параметр распределения (4.61) по формуле
(4.66) для частиц различных моноднсперсных слоев при различных состоя-
ниях псевдоожиженного слоя, получим зависимость вида /e = f(w). На
рис. 4.11 изображена экспериментальная зависимость кинетического парамет-
ра k от скорости ожижающего агента. Как видно нз рисунка, опытные точ-
ки вполне удовлетворительно аппроксимируются степенной зависимостью
k=Awn. (4.67)
Для моноднсперсных слоев в диапазоне скоростей ожижающего агента
(0,3<ш<1,3 м/с) Л = 3,16-10-8; и=4.
Решая совместно уравнения (4.66) и (4.67) получим эмпирическое выра-
жение для расчета средней начальной скорости вылета частиц;
Тч = 8,110-8ш5/шч. (4.68)
Величина k определяет соотношение между средней энергией отдельной
частицы тчоч2/2 и модулем скорости ожижающего агента.
Экспериментальные данные показали, что в разреженной зоне монодис-
персного псевдоожиженного слоя силы взаимодействия между частицами
пренебрежимо малы. Наибольшие отклонения экспериментальных точек от
зависимости (4.67) наблюдаются для малых чисел псевдоожижения. Учиты-
вая пакетный характер выброса частиц и, следовательно, некоторую устой-
чивость пакетов при малых скоростях обтекания их газовым потоком, мож-
102
Рис. 4.11. Зависимость кинетического пара-
метра распределения k от скорости ожи-
жающего агента w для монодисперсных
слоев:
/—стеклянные шарики, d3 = l,67 мм; 2 — стеклян
ные шарики, d3 = l,18 мм; 3 — шарики полистиро-
ла, d3—0,895 мм; 4 — стеклянные шарики, d3~
=0,315 мм
но отметить влияние стесненности на ско-
рость движения частиц. С увеличением ско-
рости ожижающего агента пакеты теряют
свою устойчивость в надслоевом простран-
стве, уменьшается объемная концентрация
частиц, и их взаимодействие друг с дру-
гом становится пренебрежимо малым. Сред-
нестатистическое отклонение эксперимен-
тальных точек для зависимости k = f(w)
не превышает 15%.
Ввиду того что кинетический пара-
метр k распределения (4.61) является лишь
функцией энергетического состояния псев-
доожиженной системы (модуля скорости ожижающего агента), можно пред-
положить, что уравнение (4.67) будет справедливо и для полидисперсных
псевдоожиженных слоев.
С этой целью введем понятие массы отдельной частицы такого моноднс-
персного слоя, который по своему энергетическому состоянию эквивалентен
полидисперсному слою прн данной скорости псевдоожижения, т. е. будем
считать энергетически тождественными две системы (моно- и полидисперс-
ную), если они дают один н тот же спектр начальных скоростей вылета
частиц.
Эквивалентную массу частицы полидисперсного слоя будем опреде-
лять по формуле
= 2,ttkw/&4,
(4.69)
где k — параметр, определяемый из уравнения (4.67); йч — среднее значение
начальной скорости вылета частиц, соответствующее данному состоянию по-
лидисперсного псевдоожиженного слоя.
Заметим, что сложная смесь частиц широкой степени полидисперсности
в момент начала псевдоожижения может быть охарактеризована двумя про-
стейшими моделями монодисперсных слоев: во-первых, слоем частиц разме-
ром da, который при скорости газа w=Wo дает такое же распределение на-
чальных скоростей вылета частиц, какое имеет полидисперсный слой при этой
скорости ожижающего агента; и, во-вторых, монодисперсным слоем частиц
размером d0, скорость начала псевдоожижения которого совпадает со значени-
ем w0. При этом первый эквивалентный монодисперсный слой находится в
состоянии развитого псевдоожижения, а второй — в критическом состоянии
потери устойчивости.
Очевидно, отношение размеров частиц этих монодисперсных слоев мо-
жет служить характеристикой полидисперсности моделируемого слоя:
n=d3/d0. (4.70)
При da—>-0 и, следовательно, при л—»-0 распределение начальных ско-
ростей вылета вырождается для состояния слоя ny = ny0, что характерно лишь
для монодисперсного слоя. Предельным значением характеристики полндис-
персности может быть я—►!. В этом случае dg—<-d0, что предполагает зна-
чительную ширину спектра размеров частиц, составляющих полидисперсный
слой. Для представленной на рис. 4.12 полидисперсной псевдоожиженной си-
103
стемы гранулированного суперфосфата, опытное значение начальной скорости
полного псевдоожижения которой uio = 0,76 м/с, dB=0,89 мм и d0=l,89 мм,
величина характеристики полнднсперсности л = 0,89/1,89= 0,47.
Характеристика полидисперсиости, определяемая выражением (4.69).
оценивает смесь частиц (гранул) по способности псевдоожиженного слоя да-
вать определенный спектр выбросов в момент начала его псевдоожижения.
Если при и> = и>о выбросов нет или они незначительны, значит слой монодис-
персный или очень мало от него отличается.
Статистический анализ структуры разреженной зоны неоднородного псев-
доожиженного слоя с помощью максвелловского распределения частиц по
начальным скоростям нх вылета из плотной зоны слоя позволил углубить
представления о некоторых физических связях, существующих между плотной
и разреженной зонами слоя, твердыми частицами и ожижающим агентом.
Кроме того, рассмотренная статистическая модель образования разре-
женной зоны может быть использована для количественного описания про-
цессов, граничным условием которых является распределение частиц по на-
чальным скоростям в момент нх вылета в надслоевое пространство.
Перемешивание твердой фазы в псевдоожиженном слое. Ха-
рактер движения частиц в псевдоожиженном слое определяет-
ся двумя одновременно действующими факторами: крупномас-
штабной циркуляцией пакетов через весь аппарат с некоторой
скоростью и мелкомасштабными пульсациями, характеризуе-
мыми эффективным коэффициентом диффузии D* [97]. В об-
щем балансе перемешивания основная доля приходится на цир-
куляцию через весь аппарат: коэффициент диффузии £)* =
= (0,5—1,0) •Ю-4 м2/с на 1,5—2 порядка меньше общего коэф-
fM
Рис. 4.12. Гистограммы относительных частот и кривые распределения началь-
ных скоростей вылета частиц в надслоевое пространство (полидисперсная
смесь —гранулированный суперфосфат):
а— га =1,33: б —а>=1,54; в —и>=1,92
104
Рис. 4.13. Зависимость коэффициента турбу-
лентного перемешивания Ьпер от скорости
w для стеклянных шариков диаметром
0,315 мм (/), 1,18 мм (3), 1,67 мм (4) и по-
лидисперсной смеси гранулированного су-
перфосфата (2)
фициента £>(30—40)-10-4 м2/с, оп-
ределяющего степень перемешива-
ния слоя в целом. Перемешива-
ние за счет циркуляции пакетов
происходит как в плотной фазе
слоя при образовании и гидродина-
мическом взаимодействии отдельных
комплектов частиц, так и
в надслоевом пространстве при выбросе и распаде пакетов.
Для количественной оценки сп можно использовать выражение (4.60).
Полагая, что вероятность движения с той илн иной скоростью одинакова
для пакета частиц в плотной фазе слоя и на поверхности слоя, можно рас-
считать среднее время циркуляции пакета тц.п=/7/йп, где Н—масштаб дви-
жения пакета (высота слоя).
Можно также определить порядок коэффициента турбулентного переме-
шивания твердой фазы D„ep за счет движения пакетов [97]:
Дпер= 0,1оп£ (4.71)
Значения £)Пер, рассчитанные по уравнению (4.71), для всех исследован-
ных систем находятся в диапазоне (20—80) -10 4 м2/с (рис. 4.13). Увеличе-
ние скорости ожижающего агента в области развитого неоднородного псев-
доожиженного слоя приводит к интенсификации перемешивания твердой фа-
зы. С уменьшением размеров частиц дисперсной системы влияние скорости
потока на изменение Dnep уменьшается.
Определение времени прохождения частицей всего объема слоя под дей-
ствием мелкомасштабных пульсаций является сложной задачей. Данные по
так называемому эффективному коэффициенту диффузии получены на плос-
кой модели идеализированного псевдоожиженного слоя, состоящего из одного
ряда частиц [97]. -
Исследована [98] направленная циркуляция твердой фазы в конфузор-
ном (сужающемся кверху) аппарате прямоугольного сечения размером 0.25Х
Х0.06 м. Использовалась система сферических монодисперсных частиц алю-
мосиликатного катализатора (гД = 3,34 мм), содержащих некоторое количест-
во меченых (пропитанных черной тушью) частиц того же размера. Скорости
меченых частиц в различных зонах и время циркуляции определялись с по-
мощью кинофотосъемки. Полное время циркуляции частицы тц в слое с на-
правленным движением твердой фазы складывается из времени ее опуска-
ния в центральной части слоя в результате мелкомасштабных пульсаций
Тц.ч и времени подъема при пакетном выбросе тц.п в периферийной зоне, при-
чем Тц.ч2>Тц.п. _
Для среднего времени циркуляции тц частиц получено следующее эмпи-
рическое выражение:
тц= 44 (///*)-«» (/отв//)-°'5 (te’/Wo)-8’6- (4 72)
Формулой (4.72) можно воспользоваться для оценки порядка величины
Тц.ч, применив ее к критическому состоянию слоя ьу/шо=1 в аппарате посто-
янного по высоте сечения (f/fB=l), когда появление пакетных выбросов ис-
ключается. Тогда Тц.ч=150 с, а средняя скорость частиц при 77 = 0,2 м будет
равна 0,0013 м/с.
105
В случае же развитого неоднородного псевдоожиженного слоя с актив-
ным движением пакетов по всему его объему средняя скорость, определяе-
мая по уравнению (4.60), находится в пределах 0,2—1,0 м/с. Из этого со-
поставления видно, что средние скорости пульсации одиночных частиц и их
пакетов различаются более чем на 2 порядка и следовательно, на эту же
величину должны отличаться друг от друга эффективный коэффициент диф-
фузии D* и коэффициент турбулентного перемешивания твердой фазы £>Пер-
Эти выводы находятся в соответствии с данными, полученными для диффу-
зии частиц в двухмерном псевдоожиженном слое [97].
Таким образом, при наличии пакетных пульсаций в слое перемешивание
твердой фазы определяется движением и взаимодействием пакетов частиц.
Степень перемешивания твердой фазы при непрерывном процессе, как
известно, оценивается отношением тц/т (где т= бсл/Сисх", бел — вес слоя;
Сисх— нагрузка по исходному продукту). Пренебрегая циркуляцией твердой
фазы под действием мелкомасштабных пульсаций в неоднородном псевдо-
ожиженном слое, условие нормирования распределения (4.58) можно запи-
сать в виде:
СО
= Тц/tQhcx = J f (Vn) (ton. (4.73)
о
При Тц=Тц.ч, т. е. при вырождении крупномасштабных пульсаций, ха-
рактерном в общем случае лишь для начала псевдоожижения слоя, отноше-
ние тц/т«1 и для непрерывного процесса в таком случае будет характерен
режим вытеснения.
В условиях развитого неоднородного псевдоожиженного слоя, когда
Тц^т, будет происходить полное перемешивание частиц даже при очень зна-
чительной нагрузке Qncx на аппарат.
4.2.4. Унос при гранулировании
Показано [99], что формирование уноса в грануляторе с
псевдоожиженным слоем начинается на границе плотный
слой — разреженная зона. В общем случае математическое опи-
сание уноса сводится к совместному рассмотрению распреде-
ления частиц по начальным скоростям их вылета из плотной
фазы слоя и закономерностей движения частиц в надслоевом
пространстве. При этом рассмотренное выше распределение час-
тиц по начальным скоростям их вылета из слоя является гранич-
ным условием задачи.
Закономерности движения частиц в надслоевом пространстве для раз-
личных режимов обтекания их газовым потоком выражаются следующими
уравнениями:
для области начальных скоростей вылета оч<и>:
при 0<Re<l — L'4du4/dz=g'[—a(w—щ) + 1], (4.74)
при 10<Re<1000 — u4do4/dz=g[—b(w—щ)3/2+1], (4.75)
при Re>1000 — c4dt'4/dz=g[—c(w—t'4)2+l]; (4.76)
для области начальных скоростей вылета оч<и):
при 1000<Re —o4dy4/dz=g[c(o4—и02+1], (4.77)
при 10<Re<1000 — o4do4/dz=g[fe(o4—w)3/2+1], (4.78)
при 0<Re<l — v4dvjdz=g{a(v.,—и>) + 1], (4.79)
где g — ускорение свободного падения; z — высота подъема частицы.
106
В уравнениях (4.74) — (4.79) коэффициенты а, Ь, с постоянны для дан-
ной псевдоожиженной системы и определяются следующим образом:
а=18ц/й2рт; fe = 39v,/2pr/4d3/2pTgr; с= 1.44pr/4dpTg.
По зависимости вида г=<р(кч) и начальным скоростям вылета частиц в
надслоевое пространство можно рассчитать максимальный путь их подъема.
Аналитическое решение уравнений (4.74) — (4.79) даже для аппарата с про-
стейшей геометрической конфигурацией надслоевого пространства (напри-
мер, цилиндрической, т. е. когда u*(z)=const) затруднено. Значительно бо-
лее приемлемым методом решения приведенных дифференциальных уравне-
ний (4.74) — (4.79) является численный, осуществляемый с применением ЭВМ.
Зависимости вида г=<р(сч), найденные решением соответствующих урав-
нений для аппаратов с различным законом изменения скороЛи ожижающе-
го агента по высоте ny = f(z), могут быть использованы для расчета необхо-
димой высоты надслоевого пространства, определяющей минимальную вели-
чину уноса материала, либо качество разделения исходной смеси (примени-
тельно к классификаторам с псевдоожиженным слоем).
Расчет уноса. Расчет уноса в аппарате с неоднородным псев-
доожиженным слоем при осуществлении в нем непрерывного
установившегося процесса заключается в следующем.
Из распределения начальных скоростей вылета частиц для
данного состояния псевдоожиженного слоя [см. (4.61)], прини-
мая для системы с полным перемешиванием частиц в плотной
фазе слоя условие нормирования:
оо
Qhcx == j* f (уч) du4 = 1 , (4.80)
0
определяем долю частиц, попадающих в унос из монодисперсно-
го псевдоожиженного слоя (рис. 4.14):
оо
Qy~ J / (пч) (4-81)
V'4
где v4'—начальная скорость вылета частиц, соответствующая пути ее подъ-
ема z, равному высоте надслоевого пространства //„адсл-
Частицы, вылетевшие из плотной фазы слоя с большей на-
чальной скоростью, попадают в унос. Частицы, начальная ско-
рость вылета которых меньше v4', возвращаются в слой. На
верхней половине графика рис. 4.14 изображена расчетная за-
висимость z=<p(n4), полученная решением соответствующих
дифференциальных уравнений движения частицы определенно-
го размера для данного состояния псевдоожиженного слоя.
Величина уноса в аппарате с полидисперсным псевдоожи-
женным слоем, очевидно, будет равна сумме количеств уноса
каждой i-й фракции, т. е.
Qy=V<7yf- (4 82)
i = i
Величина уноса i-й фракции ду; определяется подобно тому,
как это было сделано для монодисперсного слоя, но с обяза-
107
Рис. 4.14. Схема расчета вели-
чины уноса нз монодиснерсного
псевдоожиженного слоя
Рис. 4.15. Схема расчета величины и состава уноса из полидисперсного псев
доожиженного слоя
тельным учетом содержания данной фракции в исходной смеси,
загружаемой непрерывно в аппарат
j f{v4) dv4. (4.83)
v>4i
Здесь v'4i — начальная скорость вылета частиц размером di,
соответствующая пути их подъема г=Янадсл- Величина i-й
фракции, выгружаемой из плотной фазы слоя (нижний про-
дукт) соответственно будет равна
g»i<=t>i J f(v4) dv4. (4.84)
о
После преобразования уравнения (4.83) получим для общей
величины уноса из полидисперсного псевдоожиженного слоя
следующее выражение (рис. 4.15):
vq2 рчз
Qy-^1 J f (М dn4+ (SH b) J /(MX
РЧ1 M
Xdv, + --. + (E1+fe+-..+en) J/(Mdv„. (4.85)
vnn
На верхней части графика (рис. 4.15) изображены расчет-
ные зависимости вида z=f(v4) для каждой i-й фракции поли-
дисперсного слоя.
108
Из^выражения (4.85) нетрудно определить гранулометриче-
ский состав уноса. Для оценки этого состава воспользуемся
величиной относительной концентрации мелочи Y (частицы раз-
мером менер граничного зерна drp) в уносе, т. е. У=у/(1—у),
где у — содержание мелочи в уносе. Тогда из выражения (4.85)
получим:
РЧ2 Рчз РЧ4
g, f f (v4) dv4 + (L + Вг) J / (v4) dv4 + (L + Ь + Вз) J f (Сч) dv
у P41 рч2 рчз.
РЧ5 00
(Bi + Вг + Вз + B«) j f (°ч) 41>ч + - - • -r (Bi + Вг + • • • + Bn) J f (рч) dv
Prp °чп
(4.86)
По уравнениям (4.85) и (4.86) можно также полностью рас-
считать классификатор с псевдоожиженным слоем материала
при необходимости разделения полидисперсной смеси на два
продукта: верхний (унос) и нижний. Для этого в дополнение
к указанным уравнениям следует рассмотреть уравнение балан-
са материальных потоков, которые дают следующие величины
верхнего Qy и нижнего QH продуктов в зависимости от содер-
жания в них данного компонента, например мелочи, при задан-
ном QHCX:
Qy=Qxcx(B—x)l(ty — х), (4.87)
Qx = Qxcx(i/ — — X). (4.88)
Здесь х — содержание мелочи в нижнем продукте; £— со-
держание мелочи в исходной смеси.
Таким образом, расчет разделения, заключающийся в опре-
делении состава и выхода продуктов (верхнего и нижнего), сво-
дится к решению уравнений (4.85) и (4.86) совместно с уравне-
ниями баланса (4.87) и (4.88).
Расчет сепарационного пространства. В отличие от аппара-
тов с неподвижным слоем материала сепарационное (надслое-
вое) пространство грануляторов с псевдоожиженным слоем
рассчитывают, исходя из соображений предотвращения или до-
пустимости минимального уноса продукта. Как это следует из
рассмотрения структуры однородного и неоднородного псевдо-
ожиженных слоев, различают кинетический и динамический
унос твердой фазы.
Для аппаратов с однородным псевдоожиженным слоем ха-
рактерен только унос, связанный с превышением скорости ожи-
жающего агента в сепарационном пространстве скорости вита-
ния частиц данного размера. Такой вид уноса получил назва-
ние кинетического.
В случае неоднородного псевдоожижения, сопровождающе-
гося выбросом в надслоевое пространство пакетов твердых ча-
стиц любого размера, в том числе и частиц, скорость витания
109
которых значительно больше скорости газа в сепарадионном
пространстве, помимо кинетического имеет место унос, назы-
ваемый динамическим. /
Основным условием предотвращения кинетического уноса
является выполнение следующего неравенства: /
t^cen^t^BUT (4.89)
(где Ween — скорость газа в сепарационном пространстве).
Изучение особенностей динамического уноса показало, что
распределение начальных скоростей выброса пакетов частиц из
псевдоожиженного слоя описывает в первом приближении и
распределение начальных скоростей вылета отдельных частиц
из плотной фазы слоя в надслоевое пространство.
Это предположение позволяет определить среднее и макси-
мальное значения начальной скорости вылета частиц в надслое-
вое пространство, исходя из анализа распределения выброса
пакетов частиц из слоя.
Для монодисперсного слоя получено следующее выражение:
v4 = О.ОЭАг0-25 lg Wy/WQ. (4.90)
Для полидисперсного слоя (гранулированный суперфосфат)
среднее значение скорости определяется как
гч = 0,5 1,3 lgte>p/te>0. (4.91)
Максимальное значение начальной скорости вылета частиц
определяется с учетом дисперсии распределения по следующе-
му приближенному уравнению:
^чшах^ЗСч* (4.92)
Сепарационное пространство грануляторов с псевдоожижен-
ным слоем, как правило, рассчитывают с учетом обоих видов
уноса. Диаметр сепарационной зоны определяют из расчета
обеспечения скорости ожижающего агента меньше скорости
витания самых мелких частиц (или частиц, унос которых допу-
стим).
Высоту сепарационного пространства рассчитывают по урав-
нению
Ясеп^гА, max/2g. (4.93)
Достоверность изложенной методики расчета подтверждена
опытом эксплуатации промышленных грануляторов с псевдо-
ожиженным слоем.
4.2.5. Методика расчета
Для расчета основных параметров процесса гранулирования
в аппарате с псевдоожиженным слоем необходимо задаться про-
изводителльностью, гранулометрическим составом и влажностью
продукта. Тогда, исходя из его свойств, на основе результатов
НО
экспериментальных исследований выбирают температуру слоя
и допустимое для заданной влажности продукта влагосодержа-
ние отработанного сушильного агента. Температуру ожижающе-
го агента определяют из теплового баланса.
Зная средний размер гранул и свойства ожижающего аген-
та, по однои\из известных формул (например, по формуле
О. М. Тодеса К находят скорость начала псевдоожижения w0,
а по ней выбирают рабочую скорость wp. Для грануляторов ха-
рактерны широкая дисперсия размеров гранул и необходи-
мость интенсивного их перемешивания, поэтому обычно wP=
— (2,5—3)w0. По расходу и скорости ожижающего агента выби-
рают площадь газораспределительной решетки.
Среднее время пребывания гранул в псевдоожиженном слое
определяют из кинетических уравнений, например (4.41)—
(4.44). Далее находят соответствующие заданной производи-
тельности массу и высоту неподвижного слоя. Высота рабочей
части аппарата:
Яр=5,бЯ0Ке°-75Аг-°-37.
Рассчитав по уравнениям (4.60) и (4.92) среднюю пч и мак-
симальную с'чтах скорости вылета частиц из слоя, определяют
минимальную высоту сепарационной зоны: //сеп = Щ2тах/2£.
4.3. Процессы гранулирования в фонтанирующем слое
По общему мнению исследователей, принципиальной разни-
цы в механизме гранулообразования в псевдоожиженном и фон-
танирующем слоях нет. Специфической особенностью процесса
гранулирования в фонтанирующем слое является, как правило,
организованная направленная циркуляция частиц в слое и
вследствие этого более равномерное распределение пленок гра-
нулируемого вещества по поверхности частиц. Более существен-
ными являются различия в гидродинамике псевдоожиженного
и фонтанирующего слоев. Эти различия определяют разную
интенсивность процессов тепло- и массообмена при грануляции.
В этой связи интересно подробнее рассмотреть особенности
гидродинамики фонтанирующих слоев и процессов тепло- и
массообмена.
4.3.1. Особенности гидродинамики
В общем случае характер движения частиц в фонтанирую-
щем слое определяется полем скоростей газа и твердой фазы
в аппарате той или иной конструкции.
Фонтанирующий слой является более устойчивой гидродина-
мической системой, чем псевдоожиженный. Он образуется
в слое дисперсного материала в конических и цилиндро-кониче-
ских аппаратах с нижним подводом газа. Основными парамет-
рами, определяющими гидродинамическую устойчивость фонта-
111
нирующего слоя, являются диаметр частиц d4, диаметр входно-
го отверстия для газа d0 и высота неподвижного слоя Wo-
Режиму устойчивого фонтанирования, как правило,/Предшест-
вует аномально высокий пик давления, иногда в 2—-3 раза пре-
вышающий рабочий перепад давления в слое. Г
Уменьшение пика давления может быть обеспечено примене-
нием дополнительных боковых (хордальных) вводов газа, как
это было показано в работе [100] (рис. 4.16). 7
На рис. 4.17 изображены кривые фонтанирования, получен-
ные при различном соотношении потоков газа, вводимого в ап-
парат фонтанирующего слоя L6oKILo6ia (где Ьбок — количество
газа, поступающего в аппарат через боковые вводы; ЛОбщ — об-
щее количество газа). Как видно из рисунка, увеличение соотно-
шения Ьбок/£общ приводит не только к снижению пика давле-
ния, но и значительному уменьшению скорости начала устойчи-
вого фонтанирования ши.у.ф. При этом, правда, несколько по-
вышается рабочий перепад давления в слое, что объясняется
увеличением подвижности частиц в пристеночной части слоя и
повышением концентрации частиц в ядре слоя.
Для снижения пика давления ДРтах и уменьшения рабочего
перепада давления ДРраб применяют трубчатую вставку, уста-
навливаемую на некотором расстоянии h от среза нижнего
входного отверстия для газа [101, 102] (рис. 4.18). Использо-
вание трубчатой вставки способствует более устойчивой цирку-
ляции частиц в слое. Важнейшими характеристиками фонтани-
рующего слоя являются также расход твердой фазы через ядро
(трубчатую вставку) GT, время цикла циркуляции тц и пороз-
ность ядра ея.
Для определения расхода твердой фазы GT через сечение
ядра на высоте h от входного отверстия получена следующая
зависимость [103]:
GT=0,52GAr°-‘ln(h/d4) (4.94)
(где G — расход газа).
Для фонтанирующего слоя с трубчатой вставкой зависи-
мость (4.94) принимает вид:
GT=0,64GAr°-‘ln[(ft/d4) —0,73]. (4.95)
Время цикла циркуляции тц по замкнутому контуру ядро —
надслоевое пространство — периферийная зона — ядро является
величиной случайной, поэтому для оценки интенсивности цир-
куляции удобнее использовать распределение плотности веро-
ятности времени цикла циркуляции <р(тц/тц), где тц — матема-
тическое ожидание распределения.
Установлено [103], что плотность вероятности времени цик-
ла циркуляции для фонтанирующих слоев описывается гамма-
распределением вида:
ф = (и*/г <х)) <тцДц)к-1 ехР (— • <4-96)
где Г(х) —гамма-функция.
112
Рис. 4.16.\Аппарат фонтанирую-
щего слоя\с дополнительными
хордальными вводами теплоно-
сителя :
1 — боковые хордальные вводы;
2— пневматическая форсунка
Газы на очистку
Рис. 4.18. Схема аппарата фон-
танирующего слоя с трубчатой
вставкой:
/ — трубчат-ая вставка; 2 — стер-
жень
8-631
Рис. 4.19. Кривые распределения плотно-
сти вероятности времени цшота циркуля-
ции: /
1 — для обычного фонтанирующего слоя
(х=4); 2, 3 — для аппаратов со вставкой,
h„n„/H0=Q,32 (х=9) и 0,1у (х=50) соответст-
венно.
Зависимость/ (4.96) представ-
ляет семейсуво кривых при
0^х<о°, описывающих процесс
от системы идеального переме-
шивания (при х—>0) до систе-
мы идеального вытеснения (при х—>-оо).
На рис. 4.19 представлены кривые распределения плотности
вероятности времени цикла циркуляции. Параметр распределе-
ния (4.96) для обычного фонтанирующего слоя не зависит от
режимных параметров слоя и при этом х = 4. Для аппарата
с трубчатой вставкой существенным является место установки
трубки: с уменьшением отношения hjHo параметр х увеличива-
ется. Применение вставки позволяет изменять характер цирку-
ляции как установкой ее на различной высоте, так и измене-
нием массы слоя. Режим перемешивания твердой фазы при
этом можно регулировать в широком диапазоне: от близкого
к полному перемешиванию до близкого к полному вытеснению.
Среднюю скорость частиц по высоте ядра слоя (внутри труб-
ки) можно принять постоянной [104]. С учетом этого получены
выражения для определения порозности бя частиц в ядре (тру-
бе) слоя:
8я= 1—4GT/(xd2TPpTUa)
(4-97)
и поверхности частиц:
Ря=6Ст1я/(рт(1^я), (4.98)
где GT — расход твердой фазы через сечение ядра; кг/с; 1Я — длина ядра
(трубы) слоя, м; d4 — диаметр частиц, м; ця— скорость частиц в ядре (тру-
бе), м/с.
4.3.2. Теплообмен
Межфазный теплообмен в фонтанирующем слое имеет свои
особенности, обусловленные наличием двух зон с различным
характером движения частиц.
Перенос тепла в ядре слоя от газа к частицам аналогичен
переносу тепла в режиме восходящего пневмотранспорта, а в
периферийной пристеночной зоне — в режиме фильтрации газа
через слой с учетом смешения двух дисперсных потоков с раз-
личной температурой. Твердые частицы обычно рассматривают
как своеобразный промежуточный теплоноситель [105], кото-
рый, нагреваясь в ядре до температуры более высокой, чем
114
средняяХтемпература слоя, вносит в периферийную зону часть
тепла и отдает его вновь поступающему в аппарат материалу,
например Частицам ретура. Обмен тепла в периферийной зоне
идет до состояния равновесия между твердой и газовой фаза-
ми. Следовательно, для описания условий теплообмена в фон-
танирующем слое можно применить двухзонную модель.
Скорость теплоносителя в ядре слоя значительно выше, чем
в периферийной зоне и, соответственно, локальные значения
коэффициента теплообмена а в ядре на 1—2 порядка выше. За-
висимость а от скорости газа w имеет нелинейный характер:
при ш/шн.у.ф< 1,7 значения а увеличиваются с ростом скорости
газа, а затем начинают уменьшаться. Авторы объясняют это
действием двух противоположных факторов: с одной стороны,
увеличением межфазной скорости, а с другой — увеличением
порозности ядра. Максимальное значение аЭф предложено оп-
ределять по следующей зависимости:
Ниэф=3-10-'1Ре1.з4иу„)(№/№яуф)1,з4. (4.99)
В уравнении (4.99) за межфазную поверхность принима-
лась общйя поверхность частиц в слое, поэтому рассчитанный
коэффициент теплообмена является эффективным аЭф и харак-
теризует интенсивность теплообмена во всем объеме слоя. Та-
кой подход связан с трудностью определения межфазной по-
верхности в ядре традиционного фонтанирующего слоя.
Для фонтанирующего слоя с искусственно сформированным
ядром (трубчатой вставкой) межфазная поверхность и пороз-
ность в ядре могут быть определены по формулам (4.97) и
(4.98). Тогда, по аналогии с режимом восходящего пневмотран-
спорта [106], теплообмен в ядре описывается зависимостью.
Nu=2/[1 — (1 — е„)0'33]+2Re<’-55Pr0-33/3ej. (4.100)
Первый член правой части уравнения (4.100) учитывает
кондуктивный перенос тепла, а второй — конвективный.
Для описания условий теплообмена в периферийной зоне
слоя можно использовать зависимость [107], полученную для
фильтрующего слоя:
Nu = 0,42+0,35Re08 (4.101)
При определении а необходимо знать перепад температур
между газом и циркулирующими частицами.
Экспериментально определить температуру частиц очень
трудно. Для этой цели можно использовать результаты расчета
осредненных значений по сечению ядра температуры газа и
твердых частиц, полученные на базе математической модели
и метода расчета теплообмена [108] с учетом эксперименталь-
но определяемых GT, Fn и ъия.
На рис. 4.20 представлены расчетные кривые изменения тем-
пературы частиц и газа в ядре фонтанирующего слоя. Каквид-
8* 115
Рис. 4.20. Изменен
t4 частиц и газа tr
температур
ядре диамет-
ром £)я фонтан/рующего слоя
(77о = 8ОО мм, =330 кг/ч, t0=
=437 °С,//с,,= 147 °C)
но из ри<#нка, межфазный
теплообмен наиболее интен-
сивен в нижней части ядра,
где перепад температур
имеет максимальное значе-
ние. При этом падение тем-
пературы газа значительно
превышает приращение тем-
пературы частиц. Эта осо-
бенность фонтанирующего слоя позволяет осуществлять в нем
гранулирование термолабильных продуктов, не опасаясь потери
их качества.
В последнее время появились способы гранулирования паст
и растворов в комбинированных аппаратах фонтанирующего
слоя, в ядре которого происходит взаимодействие встречных
турбулентных струй [109].
Глава 5
ГРАНУЛИРОВАНИЕ ДИСПЕРГИРОВАННЫХ РАСПЛАВОВ
ВО ВСТРЕЧНОМ ПОТОКЕ ВОЗДУХА
Метод гранулирования путем разбрызгивания плава в сво-
бодный объем нашел широкое распространение при получении
гранул из высококонцентрированных плавов аммиачной селит-
ры и карбамида в высоких полых емкостях (грануляционных
башнях) с охлаждением падающих капель встречным потоком
воздуха [110]. Для разбрызгивания плавов применяют непо-
движные, вращающиеся и вибрационные диспергирующие уст-
ройства, обеспечивающие получение сферических гранул преи-
мущественно размером 1—3 мм. С целью более эффективного
охлаждения гранул нижнюю часть грануляционных башен снаб-
жают холодильниками с кипящим слоем.
Механизм процесса гранулообразования заключается в рас-
паде истекающих из гранулирующего устройства струй на кап-
ли, которые, охлаждаясь во встречном потоке воздуха, превра-
щаются в гранулы. В полете капля (гранула) через свою на-
ружную поверхность отдает тепло потоку охлаждающего воз-
духа. При этом с поверхности начинается охлаждение и кри-
116
сталлизация плава с образованием твердой оболочки, толщина
которой по мере полета капли (гранулы) все увеличивается.
Таким образом, наблюдается движение фронта кристаллизации
внутрь гранулы по радиусу с соответствующим выделением
тепла кристаллизации. При достижении поверхностью гранулы
температуры модификационного перехода, фронт этого перехода
с соответствующим тепловыделением начинает перемещаться
вслед за фронтом кристаллизации. Аналогично происходят и
дальнейшие модификационные переходы в структуре гранулы,
которые осложняют процесс нестационарной теплопередачи.
5.1. Распад струй и образование капель
Истечение струй из отверстий разбрызгивающего устройства
и их последующий распад на капли является сложным гидроди-
намическим процессом.
Определению размера образующихся при дроблении струи
капель посвящен ряд теоретических и экспериментальных ра-
бот [НО, 111]. При выходе из отверстия под действием шерохо-
ватостей его наружной кромки на струю жидкости накладыва-
ются небольшие возмущения. На характер возмущений влияют
также следующие факторы: отклонение выходного отверстия
от правильной цилиндрической формы; завихрения в сопле;
наличие пузырьков воздуха в струе; степень сжатия струи и т.п.
Под воздействием возмущений частицы жидкости, находя-
щиеся на поверхности струи, испытывают различного рода сме-
щения, что приводит к деформации струи. С другой стороны,
силы поверхностного натяжения стремятся сократить общую
поверхность струи: «возмущенные» частицы жидкости возвра-
щаются в прежнее положение. В результате взаимодействия
внешних возмущений и сил поверхностного натяжения жидкости
на поверхности струи возникают колебания. По мере истечения
амплитуда колебаний увеличивается и струя распадается на
отдельные части.
Процесс распада струи в общем случае описывается нели-
нейными гидродинамическими уравнениями, аналитическое ре-
шение которых не представляется возможным. Поэтому при ре-
шении этой задачи обычно исходят из метода малых возмуще-
ний. Этот метод позволяет линеаризовать исходные уравнения,
рассмотреть условия неустойчивости струи и определить длину
волны максимальной неустойчивости (X).
Рэлей (цитируется по [110]) получил значение К, зависящее только от
диаметра струи (d.):
Z.=4,51dc. (5.1)
Вебер рассмотрел процесс распада струн на капли с учетом физических
свойств жидкости н получил следующую зависимость:
Х=nd. {2 [1 + (gtfjtjp^d.) *«]} >/«, (5.2)
где — динамическая вязкость; рж — плотность жидкости.
117
В работе [112] процесс распада струи рассмотрен с учетом сопротивле-
ния окружающей среды. Для условий осесимметричного распада,'характерно-
го для струи плава при гранулировании в статическом гранулг)торе. выраже-
ние для длины волны максимальной неустойчивости получено в виде:
X=dc -5,865 ехр(— 0,1555pWe)M« »«5, ' (5.3)
где Al=pi«2/pwodc; p=pc/p«; о — поверхностное натяжение; рс — плотность
среды (воздуха); We — критерий Вебера.
Полагая, что капля образуется из части струн, заключенной в объеме
волны длиной, соответствующей максимальной неустойчивости, была найдена
зависимость для определения размера образующихся капель:
dK/dc= (3/2Z./dc)l/s. (5.4)
Подставляя в (5.4) значения X/dc из выражений (5.1) — (5.3), получили
соответствующие формулы для расчета диаметра капель:
dK=l,89dc, (5.5)
d„= l,87dc [1 + (^ж/арнДе) i/ef (5.6)
dK = 2,06dc exp (— 0,0519pWe) (5.7)
Для определения среднего диаметра гранул аммиачной селитры реко-
мендована [112] следующая зависимость:
dCp=2,4dcA4<)’<)14 ехр(— 0,052pWe). (5.8)
На рис. 5.1 представлены типичные кривые распределения
гранул аммиачной селитры по размерам, полученные при гра-
нулировании плава концентрацией 99,5% NH4NO3 в статиче-
ском грануляторе в зависимости от диаметра отверстий.
Авторами работ [112, 113] отмечается несущественность
влияния статического напора жидкости (или скорости истече-
ния) на размер образующихся капель (гранул). Так, при изме-
нении статического напора плава аммиачной селитры от 0,5 до
2,0 м средний диаметр гранул увеличивается лишь на 0.1 мм.
Рис. 5.1. Интегральные кривые распределения гранул F (d) аммиачной селит-
ры по размерам d при различном диаметре отверстия d0
Рис. 5.2. Зависимость среднего диаметра
dcp гранул аммиачной селитры от концен-
трации cnjl плава при различном диамет-
ре отверстий d0
118
Размер образующихся гранул в значительной мере зависит
от концентрации плава. Как правило, с уменьшением концент-
рации пдава средний размер гранул увеличивается (рис. 5.2),
что объясняется изменением физических свойств плава.
В ряде работ [111, 113] показано, что наложение на струю
внешних возмущений (вибрации) обеспечивает получение более
однородных по размеру гранул. Базируясь на результатах опы-
тов, проведенных с водой и плавом аммиачной селитры, пред-
ложен [111] следующий диапазон частот колебаний струи (об-
разования капель):
f=«o/[(3,54-8)dO8’/2], (5.9)
где «о — начальная скорость струи; е — коэффициент сжатия струи.
Средний размер капель, полученных при гранулировании
с наложением вибраций на истекающие струи с точностью 10%,
может быть рассчитан по уравнению
dK=(l,5d2en0/f)‘/3- (5.10)
Важное значение для описания траектории движения ка-
пель (гранул) имеет начальная скорость их движения в момент
отрыва. Величина этой скорости определена экспериментально
в зависимости от угла вылета струи [Н2], в результате чего
получена расчетная формула:
«к/ио= 1 — 0,22 sin ссо, (5-11)
где ик — скорость движения капель в момент отрыва.
5.2. Особенности движения гранул
в грануляционной башне
Характер движения гранул и закономерности их распределе-
ния по сечению башни во многом определяют эффективность
теплообмена и гранулообразования, время и высоту падения
гранул.
Для выбора уравнений движения гранул в башне необходи-
мо прежде всего установить степень стесненности капель (гра-
нул) и режим их обтекания газовым потоком. При средней
объемной концентрации частиц менее 0,005—0,01 влияние стес-
ненности на скорость витания не превышает 5% при любом ре-
жиме обтекания частиц газовым потоком [114]. Средняя объем-
ная концентрация гранул в грануляционных башнях обычно
составляет 0,00002 [НО], что указывает на пренебрежимо ма-
лую вероятность стесненности. Следовательно, для описания
характера движения капель (гранул) можно исходить из зако-
номерностей движения одиночной сферической частицы.
Система дифференциальных уравнений движения тела, бро-
шенного под углом к горизонту в неподвижной вязкой среде, и
ее решение для условия постоянства коэффициента сопротивле-
ния впервые приведена в работах Н. Е. Жуковского.
119
Рис. 5.3. Зависимость дальности вылета
Кmax гранулы диаметром 1,8 мм от горизон-
тальной составлиющей ее начальной скоро-
сти нГОР
с / г з 4
Рис. 5.4. Изменение скорости и и текущей
высоты Н падения гранул различного раз-
мера dr во времени т (н0=4 м/с; сплошные
линии — падение в неподвижном воздухе;
штриховка — при щ = 2 м/с):
а — изменение скорости падения гранул во време-
ни и по высоте башни; б — изменение текущей
высоты падения во времени
С применением этих уравнений для описания закономерно-
стей движения капель (гранул) в башне рассчитана [111] мак-
симальная горизонтальная дальность вылета гранул хтах в за-
висимости от угла вылета и горизонтальной составляющей на-
чальной скорости движения капель в момент их отрыва
(рис. 5.3).
В работе [ПО] приводится формула для определения высо-
ты падения сферической частицы в случае вертикального ее па-
дения и при условии постоянства коэффициента сопротивления:
Н= (— —g/т2) — {yr — lg [ (1 — а exp 2?т)/(1+а)]}, (5.12)
где 7= (6c/pg/npidT)’/!; а= [(g/Tf) + rfB]/[(g/7)—щв]; wT — скорость твердых
частиц; —скорость воздуха; т — время; С/ — коэффициент аэродинамичес-
кого сопротивления.
Скорость движения гранул изменяется от но = 3—5 м/с [НО]
до скорости витания wB, зависящей от размеров и плотности
гранул. Для определения wB можно рекомендовать интерполя-
120
ционную формулу Тодеса [115]:
ReB=Ar/(18-f-0,61Ar,/2). (5.13)
Для определения дальности вылета (капель) гранул при ис-
пользовании центробежных разбрызгивателей предлагается
[112] следующая эмпирическая зависимость:
Xm«x=O,75uo- (Тт</т),/2. (5.14)
Уравнения (5.12) и (5.14) получены для случая движения
одиночной частицы в неподвижной вязкой среде (в воздухе).
В грануляционных башнях, как известно, охлаждающий
воздух просасывается вентиляторами снизу вверх со скоростью
0,3—0,4 м/с, а в башнях с расположенным внизу кипящим
слоем скорость воздуха достигает 1,5—2,0 м/с. Поэтому для бо-
лее точных расчетов необходимо учитывать тормозящий эф-
фект обтекающей гранулы среды.
Решение задачи движения гранул с учетом переменной от-
носительной скорости гранул и воздуха приведено в работе
[113]. Уравнения движения записаны в виде:
(d2x/dt2) + аи>"оти dx/dr = 01 (5 15)
(d2z//dr2) + ашотил+1 = g J’
где u/Oth= I(dx/dT)2+(d«//dT+w)2]‘/2; a=pcf/„/2m; fM — миделево сечение
гранулы.
Система уравнений (5.15) решена применительно к статиче-
ским разбрызгивателям, для которых характерно истечение
струй под сравнительно небольшим углом к вертикальной оси,
поэтому авторы пренебрегают горизонтальной составляющей
скорости и принимают WoTH = ayBepT+t0- Для инженерных расче-
тов рекомендованы следующие выражения (при условии
Cf — const):
а'отН=0'в{[ехр(2т/тв) — й_/£+]/[ехр(2т/тв)-Н-/£+]}, (5,16)
Xmax=Uo горТв[2/(k+k-)f'2] arctg(fc_/fc+)|/2, (5.17)
где TB=tt>./g; й±=1±и0/И’в; w„=
Рассчитаны [110] значения скорости и высоты вертикально-
го падения гранул различной величины в зависимости от време-
ни при следующих условиях: и0 = 4 м/с; w = 0 и 2 м/с (рис. 5.4).
Для определения времени падения частиц использовано
уравнение Леппла:
Re
т = (2mdT/p/M) J d Re/cf (Re2B - Re2), (5.18)
Reo
где m — масса гранулы; Re0, ReB и Re — числа Re, соответствующие w0, u>B
и w за время падения т.
121
Высота падения гранул была определена методом графиче-
ского интегрирования:
г
Н = J dr.
о
(5-19)
5.3. Изменение структуры гранул
во время полета
Формирование структуры гранул из капель расплава во
время их полета в башне является следствием процессов неста-
ционарного теплообмена, осложненного действием внутреннего
источника тепла в виде теплоты кристаллизации.
Задачей инженерного расчета обычно является определение
высоты грануляционной башни или времени падения гранулы,
в течение которого она затвердеет настолько, что уже не дефор-
мируется при попадании на коническое днище башни или в
плотную фазу кипящего слоя.
Ввиду того, что прочность гранулы по мере ее охлаждения
(кристаллизации) непрерывно растет, важно установить такую
температуру, при которой соотношение кристаллов вещества и
жидкой фазы обеспечивает необходимую твердость структуре
гранулы.
Степень кристаллизации плава в грануле можно определить
по равновесным кривым содержания вещества, выделившегося
в виде кристаллов и находящегося еще в жидкой фазе (плав +
+ вода). Такие кривые для аммиачной селитры при содержа-
нии влаги в исходном плаве 1,5; 1,0; 0,5 и 0,2% приведены на
рис. 5.5 [ПО]. Из рисунка видно, что даже небольшое содержа-
ние влаги в исходном плаве при-
/д водит к тому, что значительная
доля вещества в гранулах нахо-
дится в виде жидкой фазы при
температурах меньших началь-
ной температуры кристаллиза-
ции — вследствие высокой рас-
творимости нитрата аммония.
Решить вопрос о том, какая
степень кристаллизации соответ-
ствует необходимой прочности
структуры гранулы, очевидно,
можно лишь опытным путем. По-
мимо равновесных соотношений
Рис. 5.5. Зависимость содержания
XJH4NO3 в кристаллах X охлаждаемой
гранулы от температуры t при различном
содержании влаги № в плаве
122
Рис. 5.6. Изменение температуры поверхности Л,ов, центра /ц, средней конвек-
тивной /сР.конв и средней эффективной 1Ср.эф при охлаждении гранул, падающих
в башне с высоты Н:
а—dr=2 мм; б—Дг=3 мм
прочность структуры гранул определяется также прочностью
межкристаллических связей, обусловленных кинетикой кристал-
лизации и интенсивностью теплообмена между гранулой и ох-
лаждающим агентом.
В работе [НО] приводятся результаты приближенного теп-
лового расчета процесса гранулообразования, выполненного на
базе известных решений задач нестационарной теплопроводно-
сти сферического тела с внутренним источником тепла в усло-
виях интенсивного конвективного теплоотвода [91].
На рис. 5.6 изображены расчетные кривые изменения темпе-
ратуры на поверхности гранулы /ПОв, в центре гранулы /ц, сред-
ней эффективной температуры гранулы /ср.эф и средней темпе-
ратуры гранул /ср.коив без учета внутреннего термического со-
противления.
• Охлаждение гранул в современных грануляционных башнях
завершается, как правило, в псевдоожиженном слое, располо-
женном в нижней части башни [ИО].
Теплообмен между твердыми частицами и газом в псевдо-
ожиженном слое характеризуется следующими особенностями:
температура твердых частиц (гранул) /гр практически по-
стоянна в объеме всего псевдоожиженного слоя;
температура охлаждающего агента (воздуха) tB изменяется
на активном участке Ла (вблизи газораспределительной решет-
ки) и практически постоянна в остальном объеме слоя (рис. 5.7).
Перенос тепла (охлаждение) в псевдоожиженном слое скла-
дывается из следующих стадий [92]:
отвод тепла из системы с потоком ожижающего агента;
123
Рис. 5.7. Изменение температур по высоте Н псевдоожиженного слоя (по дан-
ным Е. А. Казаковой) при различной скорости воздуха (сплошные линии —
температура гранул /; штриховые линии — температура воздуха /3):
а—w=l,4 м/с; б — W— 1,1 м/с
перенос тепла от поверхности твердых частиц (гранул) к по-
току ожижающего агента;
распределение теплового потока внутри гранулы.
Признаком эффективного отвода тепла из псевдоожиженной
системы твердых частиц является равенство температуры гра-
нул и воздуха на выходе из слоя. Это равенство обеспечивается
при достаточной высоте псевдоожиженного слоя, когда HQ„>ha,
а также при условии равномерного распределения ожижающего
агента в объеме слоя и полном перемешивании твердой фазы.
При этом высоту активной зоны теплообмена можно рассчитать
из теплового баланса по формуле
ha=0,36-104o>pc/?T/a(l — е), (5.20)
где с — теплоемкость среды; Rr — радиус частицы; е — порозность слоя.
Величина /га, рассчитанная по уравнению (5.20) для гранул
аммиачной селитры d=2 мм при w=2 м/с, составляет ~0,02м.
В реальных условиях, как показывает опыт эксплуатации
промышленных аппаратов [ПО], практически невозможно соз-
дать равномерный псевдоожиженный слой малой высоты —
вследствие неравномерности распределения ожижающего аген-
та по сечению газораспределительной решетки.
Высота псевдоожиженного слоя в промышленных аппара-
тах обычно составляет ~ 0,1 м, отвод тепла в этом случае осу-
ществляется практически полностью: температура гранул
и воздуха на выходе из основного объема слоя почти совпада-
ют. Это утверждение, однако, справедливо преимущественно
для аппаратов цилиндрической формы при условии полного
перемешивания твердых частиц. Применение аппаратов прямо-
угольного сечения или лотковой формы для охлаждения гранул
в псевдоожиженном слое приводит порой к тому, что tB>t или
(</в, в зависимости от степени завершенности теплообмена
124
в условиях перемешивания твердой фазы, близких к вытес-
нению.
Теплообмен между твердыми частицами и ожижающим аген-
том зависит от теплопроводности пленки газа, окружающего
частицу (ат) и конвекции (аКонв)- Составляющей теплообмена,
определяемой излучением (аизл) в низкотемпературных псевдо-
ожиженных системах обычно пренебрегают вследствие ее ма-
лости.
В экспериментальных исследованиях обычно получают а как
результат совместного действия ат и аКонв-
Отвод тепла теплопроводностью от сферической гранулы че-
рез шарообразную газовую пленку может быть выражен сле-
дующим уравнением:
ат=2Л/</т(1 — dT/do). (5.21)
где cIq — диаметр газовой пленки, окружающей частицу; d? — диаметр грану-
лы; Л — коэффициент теплопроводности среды (воздуха).
Для одиночной частицы d0—>сю, ат—>2Х/г/т, a Nu = aTrfT/X—*-
—>2.
В работе [96] уравнение (5.20) применено к псевдоожижен-
ному слою с учетом условия dT/d0>\/2.
Анализ обширных экспериментальных данных позволяет ре-
комендовать следующие зависимости для расчета теплообмена
при охлаждении гранул в псевдоожиженном слое [34]:
при 5cRe<c70 Nu=0,021 Re1", (5.22)
при 70cRe<200 Nu = 0,38Re°\ (5.23)
при 60 < Rec 500 Nu = 0,316Re°’8. (5.24)'
Представляет интерес сопоставление интенсивности тепло-
обмена в зависимости от Re/e для одиночной частицы, непо-
движного и псевдоожиженного слоев. Сравнение, выполненное
ранее [79] и дополненное в работе [ПО], представлено на
рис. 5.8. Из приведенного на рис. 5.8 сопоставления следует, что
в области Re/e<100 интенсивность теплообмена в неподвиж-
ном и псевдоожиженном слоях ниже, чем для одиночной сфери-
ческой частицы (кривая А—А). Объяснение этому явлению ав-
торы работы [96] видят в неравномерности распределения ско-
рости ожижающего агента, обтекающего частицы, вследствие
чего при малой скорости существует вероятность агрегирования
частиц, и их поверхность не полностью участвует в теплообме-
не. С увеличением скорости ожижающего агента равномер-
ность обтекания частиц газовым потоком возрастает, происхо-
дит обнажение всей поверхности частиц, и интенсивность теп-
лообмена в таком псевдоожиженном слое становится равной
интенсивности теплообмена при обтекании одиночной частицы.
При Re/e>100 происходит турбулизация газовой пленки, окру-
жающей частицу, и интенсивность теплообмена при этом пре-
вышает значения, характерные для обтекания одиночной части-
цы. В этой области и осуществляется большинство процессов
125-
охлаждения гранулированных продуктов, в частности охлажде-
ние минеральных удобрений.
Различия, существующие в известных выражениях, обобща-
ющих результаты экспериментальных исследований по тепло-
обмену в псевдоожиженных системах, таковы, что они не позво-
ляют рекомендовать единой корреляции, описывающей данные
разных авторов.
Предложенную в работе [96] для Re/e>200 формулу
Nu=0,4(Re/e)2/3Pr*/3
(5.25)
сами авторы рассматривают как весьма ориентировочную: с не-
которыми опытными данными она расходится на ±100—200%.
Математическое описание процесса переноса тепла в усло-
виях внутренней задачи, касающейся распределения теплового
потока внутри гранулы, разработано достаточно подробно [91].
Для расчета узлов грануляционной башни
задаются производительностью, размером гранул drp, типом и
количеством распыливающих устройств (грануляторов). В за-
висимости от этого по экспериментальным данным подбирают
среднюю плотность орошения башни qop, которая и определяет
площадь ее орошения. Обычно qop для центробежных разбрыз-
гивателей составляет 300,для статических — 500—600кг/(м2-ч).
Диаметр башни принимают с запасом 0,7—1 м. •
Высоту башни определяют из рис. 5.9 по заданному размеру
гранул и их адиабатической температуре, которая в нижней
части башни зависит от высоты полета и размера гранул, тем-
пературы воздуха, соотношения расходов воздуха и плава,
обычно для летних условий принимаемого равным 9—10. Эти
зависимости, рассчитанные на
ЭВМ для аммиачной селитры,
приведены на рис. 5.9.
Задаваясь, в зависимости
от конструкции, числом грану-
ляторов на одной башне, опре-
деляют их производительность
и конструктивные параметры.
Диаметр отверстий d0 опреде-
Рис. 5.8. Сопоставление данных раз-
личных авторов [21] по теплообмену
между частицами и средой в непо-
движном и псевдоожиженном слоях:
1 — Рихардсона; 2 — Казаковой; 3 — Фран-
ца; 4— Линдина; 5—Синкори; 6—Казако-
вой и Линдина; 7 — Хертнса; 8 — Басано-
вой; 9— Вахрушева; сплошные линии —
измерение температуры среды незащищен-
ной термопарой, штриховые — защищенной;
А—А — теплообмен для одиночной закреп-
ленной частицы
1126
Рис. 5.9. Зависимость адиабатической температуры /а гранул аммиачной се-
литры диаметром drp от различных параметров процесса:
а — от высоты Н полета гранул в башне при температуре охлаждающего воздуха ,tB—
=--30 X, о0=6 м/с; б — от соотношения расходов охлаждающего воздуха н пла-
ва в — от температуры охлаждающего воздуха tB прн drp=2 мм
ляют из уравнения с?гр = 2,О6г/о°’58- Число отверстий рассчиты-
вают, исходя из расхода плава через одно отверстие, считая,
что скорость истечения v0= (0,8—1,0) <р (2gH)i/2 (где <р — ко-
эффициент скорости; Н — напор). Подробный пример расчета
статического гранулятора приведен в работе [21].
Глава 6
ХИМИЧЕСКОЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ
ПРИ ГРАНУЛИРОВАНИИ
В случае, когда гранулируют двух- или многокомпонентные
(по составу) смеси при определенных условиях (температура,,
влажность, давление и т. п.) между компонентами этой смеси
происходит химическое взаимодействие с образованием новых
соединений, выделение или поглощение тепла, образование
жидкой, твердой или газовой фазы. Все это существенно влияет
на условия гранулирования.
Особое воздействие на гранулирование оказывают экзотер-
мические реакции, поскольку тепло выделяется именно в мо-
мент и в месте контакта веществ при динамических нагрузках,
127
что исключает локальные перегревы и потери тепла, а позволя-
ет использовать его для удаления связующего, т. е. для стаби-
лизации структуры гранулы. Все это интенсифицирует процесс
гранулообразования, но в то же время усложняет его регулиро-
вание. Поэтому условия химического взаимодействия и грану-
лирования должны быть увязаны.
В качестве примера рассмотрим реакцию аммонизации кис-
лот, широко используемую в производстве минеральных удоб-
рений. В сочетании с процессом гранулирования ее обычно ве-
дут во вращающемся барабане (аммонизаторе-грануляторе, или
АГ). Кислые пульпы подают на поверхность гранул ретура, на-
ходящихся в перемешиваемом слое, внутрь которого подают
газообразный или жидкий аммиак. Исследованиями [116] по-
казано, что реакция протекает после испарения аммиака, т. е.
в системе газ — жидкость, которая находится на твердом носи-
теле. Интенсивность процесса определяется внешней и внутрен-
ней диффузией, а именно:
движением гранул в гладкостенном вращающемся барабане;
взаимодействием твердых частиц и газового факела;
поглощением жидкости гранулой;
химическим взаимодействием внутри частицы.
Рассмотрим каждое из перечисленных явлений подробно.
6.1. Пропускная способность барабанного
аммонизатора
При вращении барабана материал в нем перемещается вдоль
(по оси вращения) и поперек (перпендикулярно ей). Поперек
вращающегося барабана материал перемещается под действием
сил тяжести, трения и центробежной. После достижения вместе
•с обечайкой предельного угла рд нарушается равновесие тела
относительно поверхности барабана, сдвигающая сила становит-
ся больше силы трения и тело начинает перемещаться вниз.
Движение материала вдоль оси барабана обусловлено разно-
стью давлений на входе в цилиндрическую обечайку и выходе
из нее. Перепад давлений создается при понижении уровня ма-
териала, вызванном его обрушением на разгрузочном конце.
Заполнение барабана зависит от свойств материала и парамет-
ров его движения.
Зная заполнение на конце барабана, его пропускную способ-
ность определяют из следующих соображений. Количество ска-
тывающегося в гладкостенном вращающемся барабане материа-
ла (из условия неразрывности потока) равно количеству подни-
мающегося материала, тогда
Тп/Тск= VcKSnl^nScK ~ Fп/FСК,
где тп, Тск — продолжительность подъема и скатывания частиц; цп, иск — ско-
рости подъема и скатывания частиц; sn, sCk — пути подъема и скатывания
частиц; FB, Fcr — площади поперечного сечения поднимающегося и скатыва-
ющегося материала.
:128
Рис. 6.1. Схемы движения материала (о) и газа (б) в поперечном сечении вра-
щающегося барабана (Д — профиль слоя в неподвижном барабане; В — ней-
тральная область)
Обозначив Fn/Fo^ty (где Foe — площадь поперечного сече-
ния материала в барабане), принимаем, что максимальный путь
скатывания равен хорде, проведенной между крайними точками
-засыпки. Как следует из рис. 6.1,
VcK/vn= [ф/(1 — ф)]27? з!п(6/2)/7?6=2ф sin(6/2)/(1 — ф)6,
где 6 — угол охвата засыпки в неподвижном барабане.
Скорость подъема материала определяется параметрами вра-
щения барабана и в среднем равна vn = a>R/2.
Средняя скорость скатывания в поперечном сечении
sin (6/2)/( 1 — ф)6. (6.1)
Из этой формулы, задаваясь оптимальной скоростью скаты-
вания и коэффициентом заполнения, определяют частоту враще-
ния барабана.
При подаче материала во вращающийся барабан происхо-
дит повышение его уровня в загрузочной части. Наклонная по-
верхность образуется не только в поперечном, но и в продоль-
ном сечении, за счет чего и происходит его перемещение вдоль
оси. На разгрузочном конце материал расположен в поперечном
сечении под углом естественного откоса в движении рд, а в про-
дольном сечении — под углом (Зд—а (где а — угол наклона ба-
рабана). Скорости скатывания в продольном и поперечном на-
правлениях пропорциональны пути скатывания. Из геометриче-
ских соотношений:
«скпрод/^ск = [1 —COS (6/2)]/2 sin (0Д— a) sin (6/2). (6.2)
Скорость перемещения вдоль оси барабана:
»ос = »сКпродсо5(Рд-а), (6.3)
Сое=7?® ф [ 1 — cos (6/2) ] /26 (1 — Ф) tg (₽д — а). (6.4)
9—631 129
Рис. 6.2. Зависимость пропускной
способности гладкостенного вра-
щающегося барабана Q от его за-
полнения для различных радиу-
сов R и частот вращения <в бара-
бана
Пропускная способность
вращающегося барабана оп-
ределяется осевой скоро-
стью и сечением материала,
обрушивающегося на раз-
грузочном конце:
Q=7?swip[l —cos(6/2)] (б — sin 6)/
/46(1 — —а). (6.5)
Зависимости Q от гр для барабанов различного диаметра
при различной скорости их вращения приведены на рис. 6.2.
Вывод уравнения (6.5) построен на зависимости производи-
тельности барабана от его заполнения на разгрузочном конце
и не учитывает заполнения в рабочей зоне. Одним из важных
условий проведения процессов гранулирования, аммонизации
и других является поддержание оптимальной высоты слоя
именно здесь. Анализ формулы (6.5) показывает, что требуемое
заполнение достигается только при определенном соотношении
расхода материала, скорости вращения и угла наклона бараба-
на. Для выявления конкретной зависимости применительно
к продуктам узкого гранулометрического состава (1—5 мм) про-
ведены экспериментальные исследования.
С увеличением скорости вращения барабана увеличивается скорость осе-
вого перемещения материала и при постоянной удельной производительности
Q уменьшается коэффициент заполнения (рис. 6.3, а). С удельной нагрузкой,
начиная с 0,5 т/(м2-ч), как и с углом наклона барабана высота слоя связана
линейно (рис. 6.3,6). В результате обработки экспериментальных данных по-
лучена зависимость (и в м/с):
Н/D = 0,02 + 0,18<2щ-«.бб (0,112 —tga),
(6-6)
справедливая для Q= 0,5—10,0 т/(м2-ч).
Максимальное отклонение экспериментальных данных от рассчитанных
по уравнению (6.6) для барабанов диаметром до 4,5 м и пропускной способ-
ностью до 300 т/ч составляет ±20%.
Высота слоя, рассчитанная по уравнению (6.6), является минимальной в
необрушившемся слое. По мере удаления от зоны выгрузки высота слоя воз-
растает, причем слой имеет выпуклый профиль. Зависимость коэффициента
заполнения барабана от его относительной длины приведена иа рис. 6.3, в, нз
которого видно, что интенсивность роста слоя зависит от удельной произво-
дительности аппарата.
Создание требуемой высоты слоя возможно путем установки подпорно-
го кольца. Экспериментально показано, что при отсутствии подачи материа-
ла уровень слоя после остановки барабана близок к горизонтали, и зона
действия кольца зависит от его высоты и угла наклона барабана. Высота
слоя над подпорным кольцом возрастает с увеличением производительности,
130
а его профиль на длине (44-5) D эквидистантен профилю слоя в барабане
без подпорного кольца. Следовательно, полученная зависимость пригодна и
для барабанов с подпорным кольцом.
6.2. Истечение газа во вращающийся слой
зернистого материала
Взаимодействие движущихся относительно друг друга ча-
стиц слоя и вводимого в него газа зависит не только от харак-
тера движения слоя, но и от газораспределения. Движение газа
в неподвижном и псевдоожиженном слоях широко исследова-
но рядом авторов. Развитие газовой струи в общем случае
приводит к образованию неустойчивой поверхности раздела
слоя с областью газового пузыря, его отрыву и зарождению
нового. В зависимости от параметров истечения меняются раз-
меры и частота зарождения пузырей, а также интенсивность
циркуляции через них твердых частиц. Различают три режима
истечения газа: фильтрационный, пузырьковый и струйный, оп-
ределяемые характерным соотношением размера факела и вы-
соты слоя над ним [117].
Рис. 6.3. Зависимость относительной
высоты слоя Н/D во вращающемся
барабане от различных условий:
а — от скорости его вращения о при раз-
личной удельной нагрузке .Q;
б — от удельной нагрузки Q прн различ-
ной скорости вращения барабана и;
в — от относительной длины барабана L/D
прн различной удельной нагрузке Q
9*
131
При фильтрационном режиме размер отрывающихся пузы-
рей настолько мал, что соизмерим с каналами между частица-
ми, а частота отрыва настолько велика, что течение газа прак-
тически непрерывно и не влияет на движение частиц. При об-
разовании каверны или факела в них возникает циркуляция
твердых частиц, что резко увеличивает интенсивность контак-
та газовой и твердой фаз. Интенсивность внедрения частиц
в факел ослабевает по длине струи, вследствие уменьшения
разности давлений в слое и в струе и увеличения степени насы-
щения струи частицами. При заполнении сечения струи части-
цами наступает полное насыщение, после чего внедряющиеся
в факел частицы, сталкиваясь, вновь входят в слой, образуя
сплошную прослойку, служащую границей раздела [118].
Математическое описание этой сложной картины возможно лишь при
ряде допущений и выделении отдельных составляющих процесса. Рассмат-
ривались [ИЯ внутренняя задача, т. е. гидродинамика и процесс переме-
шивания внутри индивидуальных струйных факелов с учетом наличия в иих
взвешенных частиц, а также внешняя задача — влияние струй на гидроди-
намику и процессы переноса в плотной фазе слоя вне факелов [119]. Реше-
ние задачи газораспределения в неподвижном слое базируется на рассмотре-
нии равновесия сил, действующих иа выделенный элементарный объем ин-
фильтруемого слоя, и определении критических расходов газа, отвечающих
условию зарождения каверны (H7J- Далее методами теории аналитических
функций найдено поле давлений в окрестности струи. Разработанная мето-
дика расчета параметров струи предполагает постановку единичного экспе-
римента по пробою слоя для определения коэффициента, характеризующего
интенсивность нарастания толщины струи в слое данных параметров. Таким
образом, практическое использование разработанной теории сводится к про-
ведению экспериментальных исследований в модельных условиях.
При чисто эмпирическом подходе к расчету струй [120] рассмотрено
распространение газа в неподвижном и псевдоожиженном слоях в условиях
адсорбции, т. е. при поглощении газа. Установлено, что наиболее интенсив-
ный массообмен газа со слоем происходит в пределах факела. Показано
влияние на массоперенос соотношения диаметров частиц и сопла. Отмечает-
ся, что в условиях адсорбции динамическая и концентрационная границы
факела совпадают.
Для описания струйного течения в псевдоожиженном слое используются
методы интегральных соотношений [Н7]: уравнения интегрального баланса
импульса, энергии и объема. При некоторых дополнительных предположени-
ях о профилях скорости газа по оси и в сечениях основного участка, струк-
туре потока в нем и законе нарастания толщины факела вдоль потока полу-
чены основные кинематические, энергетические и массовые характеристики
развития струй в псевдоожиженном слое. Такой подход также не лишен не-
достатков, так как применим в пределах принятых допущений и только для
условий, в которых получены значения эмпирических коэффициентов.
Исследование развития струи газа во вращающемся в бара-
бане слое [121, 122] показало влияние на режим истечения ско-
рости и плотности истекающего из сопла газа, а также давле-
ния над соплом, режима движения материала и соотношения
размеров частиц и сопла. В зависимости от этих параметров
газ может истекать в режиме фильтрации или каналообразо-
вания. Последний непригоден из-за больших проскоков газа.
Режим фильтрации может быть как с образованием факела
у сопла, так и без него. С возрастанием скорости истечения
132
Рис. 6.4. Зависимость относительной
длины факела L<ddc во вращающем-
ся слое от различных условий:
а — от числа Фруда Fr в режиме истече-
ния газа при 6000<Re<20 ООО; б — от чис-
ла Рейнольдса при различных F=Eu-Re2
у погруженного сопла вначале образуется шаровая каверна
с циркуляционным движением частиц внутри нее, а затем —
практически свободный от частиц факел.
Анализ размерностей параметров, влияющих на относитель-
ный размер замкнутого факела, определяемый соотношением
его длины и максимального диаметра, показал, что эти пара-
метры можно объединить в следующие безразмерные комп-
лексы: Re, Eu, Fr, d/dc. Экспериментально определенные зави-
симости размера факела от некоторых из безразмерных пара-
метров приведены на рис. 6.4.
Зависимость длины факела (£ф в м) от параметров истече-
ния газа и вращения барабана выражается уравнением:
— 4,9Fr)Re33/4-106dP, (6.7)
где Re=vdjv — число Рейнольдса для истечения из сопла диаметра dc, v —
скорость истечения газа, м/с; v — кинематическая вязкость газа, м2/с; d —
диаметр частиц слоя, м; P=EuRe2— безразмерный комплекс давления; Fr=
— to2DI2g — число Фруда для барабана; to, D — угловая скорость (в с~’) и
диаметр (в м) барабана.
Уравнение (6.7) справедливо в диапазоне изменения пара-
метров: d/dc=0,05—0,3; L^dc=?>—10; Fr=0,01—0,16; Р=400—
8000.
Исследование аммонизации гранул в режиме факелообразо-
вания показало, что из-за создания разрежения в устье сопла
подсасываются наиболее мелкие частицы, которые быстро ам-
монизируются, перегреваются и налипают на сопло. Это приво-
дит к нарушению процесса, образованию комков, изменению аэ-
родинамики струи. Для предотвращения этих явлений скорость
газа рекомендуется поддерживать в режиме начала факелооб-
разования, т. е. при соотношении £ф/г/с=3, а для уменьшения
скорости использовать сопла диаметром свыше 10 d.
Истекающая из погруженного в слой сопла струя газа раз-
вивается в зернистом слое и выходит на поверхность, причем
тепломассообмен между газом и твердым материалом происхо-
133
Рис. 6.5. Зависимость параметра истечения газа а из сопла от различных усло-
вий:
а — от числа Рейнольдса Re при d/dc=0,25 н различной высоте слоя //; б— от соотно-
шения размеров частиц и сопла d/dc при высоте слоя /7=80 мм и Re=8000
дит не только в факеле, но и в зоне фильтрации. Исследование
зоны распространения газа в движущемся слое показало, что
расширение газа происходит по параболическому закону, и его
зону фильтрации через слой можно принять в виде параболои-
да вращения с вершиной у погруженного сопла и основанием
на поверхности слоя. Для неподвижного слоя это подтверждено
другими исследователями [123, 124].
Экспериментально определялся параметр а параболоида,
описываемого уравнением у=ах2, в зависимости от скорости
истечения газа, частоты вращения барабана, диаметра частиц
слоя, глубины погружения сопла. Зависимости а от числа Рей-
нольдса и соотношения размеров частиц и сопла приведены на
графиках (рис. 6.5). Как видно из графиков, значения а возра-
стают с уменьшением высоты слоя. Установлено, что аммониза-
цию предпочтительнее осуществлять в верхней скатывающейся
части вращающегося слоя, высота которой составляет 0,06—
0,1 м. Следовательно, для расчета реальных процессов приве-
денных данных вполне достаточно.
Зная параметр истечения а, нетрудно найти объем зоны
фильтрации газа в слое зернистого материала:
Гф=л№/2а, (6.8)
где Н — глубина погружения сопла в слой.
Однако это справедливо лишь для инертного материала.
При взаимодействии газа и твердых частиц, сопровождаемом
массообменом, такая конфигурация газовой зоны нецелесооб-
разна, поскольку велика площадь истечения газа из слоя, что
приводит к большим проскокам непрореагировавшего газа.
Наиболее рационально иметь в слое замкнутый газовый объем,
что достигается при определенном соотношении объемов исте-
134
кающего и поглощаемого газа. Такую задачу можно решить
только зная скорость поглощения газа, т. е. кинетику аммони-
зации продукта.
6.3. Кинетика аммонизации гранул
Интенсивность химического взаимодействия между газом и
гранулой зависит от характера их контакта, который определя-
ется в начальный момент гидродинамической обстановкой у по-
верхности гранулы, а затем диффузией в ней газа. Реакция
в грануле протекает послойно, и при равномерном распределе-
нии по объему реагирующих веществ движущей силой процес-
са будет их относительная концентрация. Кинетическое уравне-
ние запишется в виде:
— dC/dT=K0(C/CH)", (6.9)
где С, Ск — текущая и начальная концентрация реагирующего вещества в
твердой фазе; п — условный порядок реакции, учитывающий ее замедление
в процессе диффузии; Ко — коэффициент, численно равный максимальной
скорости изменения концентрации в начальный момент времени контакта
зерна с газом, т. е. при С=СК.
Для определения значений п и Ко проведены [125] исследования аммо-
низации гранул двойного суперфосфата, содержащего свободную фосфорную
кислоту, в потоке аммиака, движущегося с постоянной скоростью. Установ-
лено, что степень влияния движущей силы процесса С/Ся на его скорость за-
висит от структуры материала, т. е. от числа, размера и состояния пор в
грануле. Показателем качества структуры выбран предел прочности гранул
при сжатии о, с повышением которой увеличивается плотность вещества,
а число открытых пор уменьшается, что затрудняет диффузию газа. Скорость
аммонизации максимальна у гранул, полученных методом окатывания [126].
Гранулы, образованные методом сушки пульпы на их поверхности в БГС
или псевдоожиженном слое, более плотны, имеют больше закрытых пор и
труднее поддаются аммонизации.
При гранулировании методом окатывания структура гранул зависит от
их размера, который в свою очередь влияет на скорость реакции. Методы
гранулирования путем послойного нанесения пульпы на поверхность частиц
позволяют получить однородную структуру материала, независимо от разме-
ра гранул. Но и в этом случае диаметр частиц также влияет на интенсив-
ность химического взаимодействия, поскольку скорость движения фронта
аммонизации вглубь вещества при прочих равных условиях не зависит от
размера гранул. В разных по размеру частицах при одинаковой глубине про-
никновения аммиака достигается различная степень аммонизации. Таким об-
разом, n=[(o, d).
Увеличение скорости аммонизации с уменьшением размера
частиц следует учитывать при осуществлении реальных процес-
сов. Так, частицы размером 0,5 мм полностью нейтрализуются
за несколько секунд с выделением большого количества тепла,
что приводит к их слипанию и нарушению процесса. Большая
неоднородность гранулометрического состава также приводит
к неравномерной нейтрализации, налипанию продукта на стен-
ки аппарата, ухудшению его качества.
Наибольшее влияние на скорость аммонизации гранул ока-
зывает их влагосодержание и. На диффузионные процессы оно
135
влияет, приводя к изменению количества растворенного реаги-
рующего вещества в жидкой фазе и размеров капилляров в зер-
не. Анализ экспериментальных данных показывает, что в диапа-
зоне изменения влагосодержания гранул в реальных процессах
влиянием на изменение пористой структуры можно пренебречь.
Влияние влагосодержания на скорость аммонизации происходит
в основном из-за дополнительного растворения фосфорной кис-
лоты, в результате чего процесс массообмена переходит в жид-
кую фазу, что резко ускоряет его. Изменению растворимости
способствуют также температурные условия. Следовательно,
Ko=f(«, Т).
Обработкой экспериментальных данных для двойного супер-
фосфата получено:
Ко=9,5-105и3-6 ехр(—22 000/7?Т), (6.10)
n=7,2-10-2o0’25d-0-2S. (6.11)
Зависимости (6.10) и (6.11) справедливы при и=0,03—
0,11 кг/кг; о=2,7—5,6 МПа; d=0,25—3,5 мм.
Скорость аммонизации зависит не только от влагосодержа-
ния, но и от способа введения влаги в гранулу. Так, при одина-
ковом среднем влагосодержании аммонизация с одновременным
увлажнением поверхности гранул резко интенсифицирует про-
цесс. Это объясняется тем, что в первый период химическое
взаимодействие идет на поверхности при влагосодержании, зна-
чительно большем, чем среднее его значение по объему. По-
верхностное влагосодержание может быть близким к единице,
однако практически, во избежание слипания частиц при нерав-
номерном распределении аммиака в слое, орошение поддержи-
вают на более низком уровне. Устойчивое ведение процесса
в промышленном аппарате возможно при поверхностном влаго-
содержании 0,06—0,1 кг/кг. При этом выделяющееся тепло пол-
ностью расходуется на испарение влаги, что позволяет поддер-
живать оптимальный температурный режим (65—70 °C) и ис-
ключить досушку гранул после аммонизации.
Мгновенная скорость реакции в структуре, имеющей преиму-
щественно открытые поры (например, полученная методом
окатывания) рассчитывается при Ко = 0,06 и п из выражения
(6.11). Для структур, полученных методом послойного нанесе-
ния пленок и имеющих больше закрытых пор, обнаружено бо
лее резкое, чем для сухой аммонизации, замедление скорости
реакции по мере уменьшения движущей силы. Это объясняется
тем, что скорость диффузии внутри гранул не зависит от по-
верхностного увлажнения, а определяется структурой гранул,
для которой постоянный член уравнения (6.11) равен 16,2-10-2.
Аммонизация гранул с одновременным гранулированием
всегда проходит при поверхностном увлажнении, режим которо-
го следует регулировать с учетом способности материала к по-
глощению влаги.
136
6.4. Кинетика поглощения жидкости гранулами
В аммонизаторе-грануляторе в первую очередь увлажняется
мелкая фракция, а затем происходит перераспределение влаги
между частицами всех размеров. Для определения оптималь-
ного режима увлажнения необходимо изучить кинетику и ме-
ханизм этого процесса в зависимости от ряда параметров.
Для изучения кинетики увлажнения сухого ретура, смеши-
ваемого с порошком, проведены [127] экспериментальные ис-
следования, методика которых в отличие от описанной в разд.
1.3, заключалась в определении влагосодержания гранул, извле-
каемых через определенное время из влажного порошка, что
удовлетворительно моделирует условия реального процесса
в АГ. Обработка результатов показала, что влагосодержание
гранул зависит от времени контакта с шихтой, влагосодержания
шихты и гранул и не зависит от размера гранул. Характерные
кривые поглощения влаги гранулами двойного суперфосфата
при различных режимах приведены на рис. 6.6, а.
Как видно из графика, скорость приращения влагосодержа-
ния в грануле тем больше, чем выше влагосодержание порошка.
Обработка данных в полулогарифмических координатах
(рис. 6.6,6) показала, что начальный участок кривых описыва-
ется уравнением
£'=(чр —мро)/(и„ —«р0) = 1 — ехр(— 0,6т/т"), (6.12)
где Е — относительное влагосодержание шихты; ар, и ьР() — текущее и исход-
ное влагосодержание ретура; ап — влагосодержание порошка; т — продолжи-
тельность процесса; т" — время увлажнения гранул в порошке с влагосодёр-
жанием, равным его максимальной капиллярной влагоемкости, до половины
этой величины.
Изменение характера влагопоглощения с течением времени
объясняется, по-видимому, тем, что вначале происходит погло-
щение влаги поверхностным слоем гранул. По мере насыщения
Рис. 6.6. Зависимость абсолютного и (а) и относительного Е (б) влагосодер-
жания гранул от времени контакта т с шихтой при различном ее влагосодер-
жании Uiv
137
Рис. 6.7. Зависимость критического време-
ни влагонасыщения т' от влагосодержания
шихты иш
этого слоя влага по капиллярам
продвигается внутрь гранулы, где
имеются не только открытые, но и
закрытые поры, заполненные воз-
духом. Дальнейшее поглощение
влаги резко замедляется и лимити-
руется процессом растворения в
жидкой фазе. Чем выше влагосо-
держание порошка, тем быстрее на-
сыщается поверхностный слой гранул и тем быстрее наступает
переход от одного характера влагопоглощения к другому. Зави-
симость времени х' изменения характера влагопоглощения от
влагосодержания порошка показана на рис. 6.7.
Таким образом, по уравнению (6.12) в пределах изменениях
от 0 до х' можно рассчитать ир. Применяемые в технике грану-
лирования влагосодержание шихты и время пребывания в гра-
нуляторе Тпр таковы, что тпр<т'. Следовательно, уравнение
(6.12) пригодно для инженерных расчетов.
При проведении процесса следует учитывать кинетику вла-
гопоглощения. Единовременное введение требуемого количества
влаги приводит к чрезмерному локальному увлажнению поверх-
ности частиц, что способствует образованию крупных агломера-
тов. Поэтому слой материала следует орошать постоянно и рав-
номерно в течение всего процесса аммонизации и гранулиро-
вания.
6.5. Расчет зоны аммонизации
во вращающемся слое
При поглощении газа его объем в слое материала непрерыв-
но уменьшается. В режиме истечения, исключающем проскок
газа через слой, т. е. оптимальном в технологическом смысле,
зона действия газа будет замкнутой в слое. Определим ее фор-
му, исходя из предположения, что объем зоны фильтрации убы-
вает по высоте равномерно. Тогда объем элементарного сечения
зоны равен (см. рис. 6.1,6):
dV=(l — у1Н)лхЧу. (6.13)
Для параболоида:
V = (л/я)
н
уйу— (ЦН) J угйу
о
— л№/6я.
(6-14)
138
Анализ уравнения объема газовой зоны (6.13) показывает,
что это — тело вращения кривой, описываемой уравнением
by= (yla) ч* [\-(у/Н) >/’], (6.15)
где bv—полуширина зоны.
Максимальная ее полуширина, равная Ьтах=\/4 г, достига-
ется при высоте слоя над соплом, равной y=Hf4 (здесь г — ра-
диус параболоида на высоте Н).
Образование газовой зоны такой формы происходит при со-
гласовании расходов истекающего Qo и поглощаемого Qn газа,
т. е. при одновременном расширении струи в результате пониже-
ния давления на ее границах и свертывания струи в процессе
поглощения газа.
Материальный баланс по газу в элементарном сечении
зоны:
Qo=Qn+Q«, (6.16)
где Qy — расход газа в поперечном сечении газовой зоны.
Условие полного поглощения газа в слое высотой И соблю-
дается при y—Q и Qy=Qo, при у—Н и Qy = 0.
Рассмотрим элементарный объем зоны толщиной dy. Через него вдоль
оси X проходит твердый материал в количестве dQT, определяемом шириной
зоны в этом сечении 2ЬУ, плотностью потока движущегося материала рп и ско-
ростью движения твердой фазы vv. Для сопла, размещаемого вблизи нейт-
ральной линии вращающегося слоя, С’|,=1'ск. Тогда:
д(2т=2ЬурпОск<1«/. (6.17)
Интегрируя (6.17) в пределах высоты слоя от 0 до Н, получим:
Qr= (Яг/3) Искри. (6.18)
Количество поглощенного в объеме зоны газа зависит от свойств реаги-
рующих веществ:
Qb=Qt(Ck — C)Mt/Mn (6.19)
где Мг/Мт — соотношение молекулярных масс взаимодействующих веществ в
газе и твердой фазе.
Интегрируя (6.9) н подставляя С в (6.19), получим:
Q„= (Яг/3)искРп(Л1г/Л1т) (С„ — М‘/(1-">), (6.20)
где [Си — (1 — п)Кот]/Снп.
Принимая во внимание, что время пребывания материала в газовой зоне
прн одноразовом ее прохождении Т| = Vpn/QT, получим количество поглощен-
ного за это время газа:
<гп1 = (Я‘-5/Зо°-’)РскРп(Л1г/Л1т)(Сн-У21/<1-">), (6.21)
где ДГ2 = [С„ — (1 — n)Ke(n/2vCK) (Я/а)°-Ч/С„".
Зная параметры истечения газа нз сопла, по уравнению (6.21) можно
рассчитать его расход. При прохождении потока материала Qr через зону
действия одного сопла с учетом коэффициента _ циркуляции материала во
вращающемся гладкостенном барабане ke=Qr/Qnt> (где (>т и (?пр — потоки
твердой фазы в поперечном и продольном направлении барабана, отнесен-
ные к единице площади) расход газа рассчитывают по уравнению
Qo = b6Qni. (6.22)
139
Для достижения заданной производительности зёрна твердого материала
должны пройти через t газовых зон, расположенных по направлению движе-
ния твердой фазы в барабане, причем
*=Qc/Qo, (6.23)
где Qc — количество газа, необходимого по стехиометрии для химического
взаимодействия.
Таким образом, по (6.21) — (6.23) рассчитывают расход газа и число со-
пел для реального процесса в зависимости от структуры и технологических
характеристик обрабатываемого материала. Промежутки между соплами, ис-
пользуемые для гранулирования, выбирают исходя из необходимого времени
окатыаания. Данные по нему, а также по Лс и цск можно найти в гл. 2,
а также в работах [21, 128].
Глава 7
КЛАССИФИКАЦИЯ ПО РАЗМЕРАМ
ПРИ ГРАНУЛИРОВАНИИ
При любом методе гранулирования образуется полидисперс-
ный состав частиц, часто не укладывающийся в заданный диа-
пазон размеров гранул. Для получения продукта требуемой
дисперсности процесс гранулирования дополняют процессом
классификации образующихся частиц по размерам. Это позво-
ляет не только получать продукт заданного качества, но и при
одновременном проведении сепарации и гранулирования изме-
нять условия гранулообразования.
7.1. Пневмоклассификация в псевдоожиженном слое
Как отмечалось в разд. 4.2, особенностью псевдоожиженно-
го слоя является классификация частиц в различных зонах
слоя, поэтому процессы гранулирования в нем, как правило, со-
провождаются разделением частиц по размерам. Это явление
существенно сказывается на характере процесса гранулирова-
ния и его следует учитывать при расчете гранулометрического
состава готового продукта. Сепарация в зоне орошения приво-
дит к преимущественному росту отдельных гранул и увеличе-
нию неравномерности гранулометрического состава слоя. Для
получения однородных по размерам гранул применяют селек-
тивную выгрузку их из аппарата с возвратом мелких частиц
в зону орошения [99]- Разделение частиц по размерам при вы-
грузке их из гранулятора можно осуществлять в специальной
зоне классификации с псевдоожиженным слоем [90].
При идеальной сепарации частиц по границе разделения
размер всех гранул, выходящих из гранулятора, превышает раз-
мер граничного зерна, а размер гранул, возвращаемых в зону
гранулирования, т. е. циркулирующих внутри аппарата, меньше
140
этого размера. Последние гранулы можно рассматривать как
ретур\
Примем, что эквивалентный диаметр частиц в зоне грану-
лирования изменяется по экспоненциальному закону. Тогда ин-
тегральная функция распределения гранул, выводимых из зоны
гранулирования, будет иметь вид
F (d) - 1 - (d/d0)~3 (71)
do — средний размер частиц ретура; d— средний размер гранул слоя; Qn—
количество материала, циркулирующего между зонами классификации и гра-
нулирования (внутренний ретур); Q„ — количество исходного гранулируемо-
го сухого материала; К — коэффициент гранулообразования.
Содержание в материале, поступающем на классификацию,
частиц размером менее граничного (drp) определяется из выра-
жения (7.1) при d=drp.
Количество циркулирующего материала
Qu— (Qm+Qu) F (drP)
или
Q«=QwF(dr₽)/(l-f(M)- (7-2)
Решая совместно уравнения (7.1) и (7.2), определим грану-
лометрический состав продукта, выходящего из зоны гранулиро-
вания. Из зоны классификации выходит продукт размером бо-
лее drp. Его гранулометрический состав рассчитывают по фор-
муле
f(drP) = [f(d) -F(drp)]/(1 -f(drp)]- (7.3)
Схема потоков в классификаторе-грануляторе изображена на рис. 7.1.
Исходный продукт в виде пульпы или расплава подают форсункой в зону
гранулирования (слева), отделенную от зоны классификации наклонной пе-
регородкой с переточными отверстиями. Ожижающий агент подают в каж-
дую зону раздельно в соответствии с режимом псевдоожижения. По мере
увеличения объема слоя в зоне гранулирования продукт перетекает в зону
классификации, сужающуюся по высоте. В ее надслоевом пространстве про-
исходит эффективное разделение полидисперсиой гранулированной смеси.
Верхний продукт выдувается из зоны классификации в общий надслоевой
объем аппарата и в результате уменьшения скорости ожижающего агента
оседает в зоне гранулирования, где принимает участие в гранулообразова-
нии. Нижний продукт, т. е. частицы, достигшие требуемого размера, выво-
дятся из аппарата.
Рнс. 7.1. Схема потоков в грануляторе-
классификаторе с псевдоожиженным
слоем:
<2ц, QM, Qy — количество циркулирующего, по-
ступающего и уносимого материала: Wi. —
скорости псевдоожижающего агента в зонах
гранулирования и классификации
141
материала, яыора-
бР. Количество ре-
(7.4)
Количество циркулирующего между зонами материала Qc определяет
ретурность процесса гранулирования и является частью
сываемого из плотной фазы слоя зоны классификации QB
тура, возвращаемого в зону гранулирования:
л
Qu = 2 Qpf >
»=1
где Qpi — количество i-й фракции в ретуре, определяемое через содержание
данной фракции в зоне гранулирования по уравнению
оо
Qni = Si | (7.5)
сч/
где оч« — начальная скорость вылета частиц размером d, из плотной фазы
слоя зоны классификации, соответствующая пути их подъема х=//„адсл.
Частицы, вылетающие с большей начальной скоростью, попадают в ре-
тур. Частицы, начальная скорость которых меньше оЧ1, возвращаются в слой.
Расход i-й фракции с готовым продуктом:
®ч i
Qr. ni == У / (^ч) бцч. (7.6)
О
После подстановки (7.5) в (7.4) получим общее количество циркулиру-
ющего между зонами продукта, являющегося внутренним ретуром процесса
гранулирования. Количество готового продукта
ОО
Qr. п = Свыбр — Qu = J f (1'ч) бОц — Qu- (7.7)
о
Расчетные кривые распределения гранул аммиачной селит-
ры по размерам, полученные по методике, изложенной выше
(с использованием зависимостей, описанных в разд. 4.2), сопо-
ставлены с экспериментальными данными, полученными при
исследовании гранулятора-классификатора [21]. Удовлетвори-
тельное соответствие экспериментальных и расчетных данных
подтверждает правомерность использования данного метода
для расчета гранулометрического состава продукта, получаемо-
го при одновременном гранулировании и классификации в псев-
доожиженном слое.
7.2. Классификация на грохотах
Разделение частиц по размерам чаще проводят после про-
цесса гранулирования. Помимо пневмосепарации, эффективной
главным образом для частиц размером менее 0,5—1,0 мм или
при одновременном осуществлении другого процесса (сушки,
охлаждения и т.п.), наибольшее распространение получило ме-
ханическое разделение, сущность которого заключается в про-
пускании материала через разделительную перегородку с отвер-
стиями. Неподвижная перегородка малоэффективна и такую
конструкцию применяют в основном для продавливания сыпу-
142
\ \
I чего Материала при загрузке бункеров. Движение просеиваю-
щей поверхности может быть вращательным, колебательным
(как вдоль, так и поперек полотна) или более сложным. Вра-
щающиеся грохоты обычно встраивают в барабанные грануля-
торы и используют для отделения крупных кусков. Вследствие
малых эффективности грохочения и удельной нагрузки для дру-
гих целей их не используют.
Для рассева гранул применяют гирационные и подвесные
грохоты, привод которых осуществляют от коленчатого вала,
и электромагнитные с нормальной траекторией движения сита.
Последние, обладая большей пропускной способностью, менее
надежны в работе из-за поломок сеток и приводов.
В промышленности чаще всего используют инерционные гро-
хоты различных модификаций. Они обычно совершают круговые
или эллиптические колебания, амплитуда которых изменяется
от 1 до 4 мм. Частота колебаний наклонного грохота
/=44(//а)°-5,
где а — амплитуда колебаний; I — размер отверстия.
Экспериментально установлено, что самоочищение от «труд-
ных» зерен происходит при высоте подбрасывания материала
/г >0,4 I [129].
Производительность вибрационных грохотов точному расчету не подда-
ется и является величиной опытной. Однако известно, что она пропорцио-
нальна ширине сита, высоте слоя материала (наиболее благоприятна высота
слоя, равная двум-трем границам разделения) и скорости его движения.
Последняя зависит от угла наклона, частоты и амплитуды вибрации сита.
Ориентировочно ее определяют следующим образом [130]. Находящаяся на
наклонном сите частица в результате его вибрации подбрасывается на высо-
ту, равную амплитуде вибраций, а затем под действием силы тяжести пада-
ет вертикально, смещаясь вдоль сита на расстояние a ig а (где а — угол на-
клона сита). При п колебаниях сита в минуту скорость движения части-
цы (в м/с)
и= (a tg а)м/60.
При длине сита L время пребывания на нем x—L/v (в с). Задаваясь
временем рассева, можно определить длину сита при определенной произ-
водительности грохота, которую рассчитывают по формуле
Q=Bhvp„, (7.8)
где В — ширина сита; h — высота слоя материала на нем; р„ — насыпная
плотность материала.
Как видно из уравнения (7.8), производительность не связана с качест-
вом рассева, а основной показатель для расчета процесса — время рассева
может быть определен только из эксперимента и зависит как от свойств
продукта, так и от режимов классификации.
В других известных из литературы [130—132] методиках
расчета грохочения также используются полученные экспери-
ментально константы, анализ которых показывает, что при по-
стоянных параметрах работы грохота они определяются требова-
ниями к качеству продукта, его физическими свойствами и мо-
гут быть заменены комплексным показателем — удельной на-
143
грузкой, рассчитываемой как отношение расхода материала,
поступающего на сито, к его площади. Тогда размер протаиваю-
щей поверхности определится по заданной производительности,
а соотношение ее ширины и длины — из условия равномерного
распределения продукта по ситу.
Данные по удельным нагрузкам [130, 133] не всегда охва-
тывают нужный диапазон размеров, иногда противоречат друг
другу, поэтому для каждого конкретного продукта необходимы
экспериментальные исследования. В частности, исследовалось
[134, 135] влияние различных параметров на допустимую
удельную нагрузку и эффективность разделения минеральных
удобрений на инерционных грохотах. Установлено, что допусти-
мая для получения удобрений требуемого гранулометрического
состава удельная нагрузка на сито по границе разделения 1 мм
зависит от содержания мелкой фракции в исходном продукте.
Для суперфосфата по промышленным данным эта зависимость
приведена на рис. 7.2.
Удельная нагрузка зависит и от требуемой эффективности
разделения. В результате обработки экспериментальных дан-
ных получена зависимость
(7.9)
где т) — общая эффективность грохочения, т. е. с учетом засорения подсн-
тового продукта крупной фракцией
П= (₽-а) (а-6)/а(1 -а) (₽-6). (7.10)
Здесь а, ₽, 6 — содержание какой-либо фракции соответственно в ис-
ходном, Ггодситовом и надситовом продуктах; — нагрузка, при которой эф-
Рис. 7.2. Зависимость допустимой удельной нагрузки Q прн рассеве по границе
1 мм на сите с размером ячеек 1,8X1,8 мм н углом наклона 13° от содержа-
ния меньших этой границы фракций а~! в исходном суперфосфате
Рис. 7.3. Зависимость эффективности грохочения т] от удельной нагрузки на
сито Q
144
фективн'^сть равна нулю (зависит от конструкции, режима работы грохота и
крупностй рассеиваемого материала); п — эмпирический коэффициент, зави-
сящий от сыпучести и адгезионных свойств продукта.
Для практического использования этой формулы необходи-
мо для данных типа грохота и рассеваемого материала экспе-
риментально определить значения Qo и п.
Задавшись эффективностью, легко иайти допустимую удельную нагруз-
ку. Так, опытным путем установлено, что при разделении по границе 1_мм
на электромагнитном грохоте с сеткой, имеющей ячейки 2X2 мм,
= 1,94 кг/(м2-с), п=1,4 для двойного суперфосфата со свободной кислот-
ностью менее 7%, влажностью менее 6% и температурой менее 70°C. Сопо-
ставление данных по рассеву такого продукта показывает удовлетворитель-
ную сходимость эксперимента и расчета. Следует заметить, что суперфосфат
имеет наибольшую из удобрений адгезию к рассеивающей поверхности.
Именно этим свойством и определяются указанные выше ограничения по кис-
лотности, влажности и температуре материала, отклонения от которых при-
водят к полному прекращению процесса разделения по размерам из-за за-
растания сеток материалом. Поэтому для других удобрений расчет по фор-
муле (7.9) дает некоторый запас в сравнении с данными по рис. 7.3.
Грохот выбирают в основном по требуемой пропускной спо-
собности с учетом эксплуатационных характеристик. Важный
момент — подбор для данного типа грохота, продукта и техно-
логической схемы вида сита и размера его ячеек. Используют
плетеные и штампованные металлические и резиновые сита.
Необходимость применения для влажных агрессивных продук
тов нержавеющих сталей снижает надежность работы штампо-
ванных сит. Такие сита со шпальтовыми отверстиями устанав-
ливают в многоретурных схемах гранулирования для увеличе-
ния производительности грохота. Одновременно при этом сни-
жается эффективность разделения и увеличивается эффектив-
ность стадии гранулирования и в целом линии, так как в про-
цессе гранулообразования участвуют сформировавшиеся центры
роста гранул в виде мелкой фракции товарного продукта, т. е.
создаются наиболее благоприятные условия именно для данной
ретурной схемы (см. гл. 10).
Имеется опыт эксплуатации резиновых штампованных или
литых решеток, а также сеток из резинового шнура (струнные
сита). Они менее шумные, имеют большую эффективность, из-
носостойкость, способны к самоочистке, что особенно важно для
адгезионных продуктов. Рекомендуемое расстояние между стру-
нами 1,6—1,2 границы разделения; натяжка струн — поперек
грохота. Под ситом устанавливают укрепляющую решетку
с большими отверстиями, на входе — резиновый лист для смяг-
чения удара. Прокатные резиновые сита имеют расширяющие-
ся книзу отверстия, что предотвращает их засорение. Недостат?
ки резиновых сит — сложность крепежа, малое живое сечение,
снижающее производительность.
От границы разделения, т. е. от размера ячеек сита, зависит
удельная нагрузка на него. Оценка работы грохота при удель-
ных нагрузках до 8,5 кг/(м2-с) показала, что с увеличением
10—631
145
Рис. 7.4. Зависимость относительной
удельной нагрузки (Л,ст/*2гР от соот-
ношения фактической границы разде-
ления к размеру отделяемых частиц
С^гр/
размера ячеек сита, наклонен-
ного под углом 13—15°, от 1X1
до 2X2 мм эффективность от-
деления зерен размером 1 мм
(т]1) непрерывно растет. Эта
эффективность, не учитываю-
щая засорения продукта крупной фракцией, в отличие от об-
щей названа частной и рассчитывается по формуле
тц=(а —6)/а(1 —6). (7.11)
Общая эффективность грохота с увеличением размера ячеек
проходит через максимум, определяемый углом наклона грохо-
та и конфигурацией отсеваемых частиц. Сетки с ячейками раз-
мером, соответствующим этому максимуму, целесообразно ис-
пользовать в производствах, где состав и количество ретура
мало влияют на эффективность гранулирования, а продукт не
налипает на сетку.
Для продуктов, склонных к адгезии, рекомендуется увеличе-
ние размера ячеек в 1,8—2,2 раза от границы разделения. Уве-
личение размера ячеек целесообразно также в многоретурных
схемах, где часть товарной фракции возвращается в процесс
гранулирования. При одинаковом качестве отделения мелкой
фракции от товарной с увеличением соотношения между истин-
ной границей разделения и размером отсеваемых частиц произ-
водительность грохота возрастает в несколько раз (рис. 7.4).
Поэтому выведение в ретур части товарной фракции в резуль-
тате увеличения истинной границы разделения позволяет под-
нять производительность грохота без ухудшения качества про-
дукции. При этом возрастает надежность работы как узла
рассева, так и технологической линии в целом.
Таким образом, выбор размеров ячеек сетки грохота дикту-
ется не только свойствами продукта, но и схемой его производ-
ства. Зная размер ячеек, по соответствующей нагрузке Qo и за-
данной (гранулометрическими составами продукта на входе и
выходе грохота) эффективности определяют допустимую удель-
ную нагрузку. Чем ниже ретурность и требования к чистоте
и диапазону товарной фракции, тем выше эффективность
грохота.
Другим способом повышения эффективности узла разделе-
ния по размерам является комплексное использование грохота
и пневмосепаратора-холодильника. По такой схеме увеличи-
ваются нагрузки как на грохот, так и на сепаратор. Сита дол-
146
жны пропускать до 40—60% товарной фракции в подситовой
продукт с последующей сепарацией его в пневмоклассификато-
ре при высоких нагрузках. Незначительное увеличение содержа-
ния мелочи в готовом продукте (с 5 до 6—7%) позволяет уве-
личить нагрузку на пневмоклассификатор в 1,5—2 раза. Даль-
нейшим смешением надситового продукта с продуктом после
сепаратора, содержащим 10—15% мелкой фракции, получают
товарный продукт. Это обеспечивает увеличение производитель-
ности на 10—15%. Повышение энергозатрат компенсируется
одновременным охлаждением гранул.
Глава 8
ДРОБЛЕНИЕ ПРИ ПОЛУЧЕНИИ
ГРАНУЛИРОВАННЫХ ПРОДУКТОВ
Образующиеся при гранулировании крупные гранулы и ком-
ки подвергают дроблению с целью получения товарных фрак-
ций продукта. Эта операция, вспомогательная для всех методов
гранулирования, при получении продукта методом прессования
является одной из основных технологических стадий. Процесс
дробления зависит от свойств продукта, в том числе формирую-
щихся на стадии гранулирования, следовательно, оба процесса
нужно рассматривать во взаимодействии.
8.1. Методы дробления
Для промышленного использования наиболее пригодны ме-
тоды дробления раскалыванием, раздавливанием и ударом,
а также сочетанием их с размалыванием и истиранием [130].
Раскалывание — разрушение тела на части в местах кон-
центрации наибольших нагрузок, передаваемых клинообразны-
ми рабочими элементами измельчителя. Разламывание проис-
ходит под действием изгибающей нагрузки. Эти способы позво-
ляют выдерживать размер частиц в определенных пределах
и применяются обычно при подготовке сырья перед гранулиро-
ванием. Так, для гранулирования удобрений окатыванием пред-
варительно высушенные в распылительной сушилке порошки
компонентов пропускают через ножевую дробилку, рабочий ор-
ган которой состоит из ротора с ножами, проходящими между
неподвижными пластинами. Такой способ позволяет обеспечить
требуемое содержание в шихте мелких фракций (центров гра-
нулообразования), что уменьшает ретурность процесса.
Раздавливание — разрушение тела в процессе деформации
при превышении предела прочности на сжатие. Наиболее часто
этот метод реализуют дроблением между вращающимися вал-
ками, зазор между которыми определяет максимальный размер
10
147
частиц. Малый выход переизмельченной фракции является од-
ним из преимуществ валковых дробилок. К их недостаткам от-
носятся: низкая удельная производительность, невысокая сте-
пень измельчения, образование плоских зерен. Обычно этот
метод применяют для дробления малоадгезионных продуктов
в многоретурных схемах гранулирования.
При ударе тело распадается на части под действием дина-
мической нагрузки. Если она сосредоточенная, то происходит
раскалывание, если распределена по всей поверхности — раз-
давливание. При стесненном ударе тело разрушается между
двумя рабочими органами дробилки. Чаще всего стесненный
удар, наряду с истиранием и раздавливанием, используют в ба-
рабанных мельницах при подготовке сырья к гранулированию.
В зависимости от требуемой крупности частиц дробление ведут
при различных режимах, используя шаровые и стержневые ме-
лящие тела. В последнем случае образуется не порошок,
а крупка, используемая в качестве зародышей для гранулообра-
зования. В мельницах этого типа кроме измельчения возможны
сепарация и подсушка материала.
Принцип свободного удара реализуется в центробежных ро-
торных машинах, наиболее широко используемых для дробле-
ния гранулированных продуктов. Поскольку при дроблении ма-
териала происходит мгновенное приложение нагрузки к грану-
лам, то влага, находящаяся внутри гранул при их разрушении,
не успевает проникнуть в поверхностный слой и придать ему
вязкость. Отсюда возможность измельчения свободным ударом
влажных адгезионных материалов, налипающих на рабочие
органы таких машин как валковые дробилки, барабанные мель-
ницы и др.
Уменьшение размеров кусков более чем в 5—6 раз, а также
измельчение материалов, изменяющих свои свойства во времени
или при динамическом воздействии, проводят в несколько ста-
дий. В качестве примера приведем процесс дробления фосфо-
гипса, склонного к выделению влаги при механическом воздей-
ствии, что способствует адгезии, комкованию и усложнению
дальнейшей переработки. Фосфогипс надолго сохраняет изме-
ненную структуру, поэтому свойства материала зависят от ко-
личества введенной в него энергии на ранних стадиях перера-
ботки. Предложено [136] крупные куски фосфогипса дробить
раздавливанием, а на стадии получения товарной фракции при-
менять ударные нагрузки.
Особые требования предъявляют к дроблению как к основ-
ному процессу получения заданной узкой фракции продукта,
т. е. в схемах гранулирования прессованием. Дробление ведут
в две стадии: предварительной и окончательной. Сопоставление
методов дробления суперфосфата и аммофоса [137] показало,
что при предварительном дроблении получение более мелкого
продукта и высокая степень дробления достигаются методом
разламывания. Эффективность, рассчитанная как отношение
148
вновь образованной поверхности в единицу времени к потреб-
ляемой мощности, для этого метода в 1,1 раза выше, чем для
ударного, и в 3,4 раза выше, чем для метода раздавливания.
Окончательное измельчение ведут ударом, что в 1,8—1,9 раза
эффективней раздавливания и позволяет получать продукт со
значительным содержанием товарных фракций. Это имеет боль-
шое значение для малоретурных технологических схем. Для ре
турных режимов необходимо обеспечить повышенный выход
мелких фракций, что легко достигается увеличением скорости
удара или изменением конструкции ротора дробилки.
Таким образом, выбор способа дробления определяется кон-
кретными условиями его проведения. Для измельчения материа-
ла различными способами надо затратить различную энергию,
что объясняется неодинаковой интенсивностью ее рассеивания.
Кроме потерь на нагрев и трение, она расходуется на переиз
мельчение продукта. Дробление идет в несколько стадий, на
каждой из которых образуются частицы менее заданного раз-
мера. Если их не выводить из процесса, то они воспринимают
на себя часть усилий, гасят их, переизмельчаются, что резко
тормозит процесс полезного измельчения. Основное правило
«ничего лишнего не измельчать» требует извлечения из сырья
мелочи перед подачей на дробление. Целесообразно процесс
с высокой степенью измельчения вести в нескольких камерах
с промежуточным отбором мелкой фракции. С учетом свойств
минеральных удобрений переизмельчения проще всего избежать
при однократном ударном дроблении.
Ударный метод характеризуется быстрым распространением
ударных волн по всей массе куска и деформацией его по всему
объему. Вначале в поверхностном слое образуются трещины,
которые затем распространяются внутрь куска, вплоть до зоны
пластичности. Если напряжения, возникающие в грануле в мо-
мент удара рабочим телом (билом), превышают предел пла-
стичности дробимого материала, то он измельчается. В против-
ном случае — резко деформируется с образованием трещин
в поверхностном слое. Эффект измельчения зависит от скорости
столкновения била и куска, причем разрушение происходит
по наиболее крупным трещинам, благодаря чему измельченный
продукт содержит минимальное количество мелких фракций.
Основной задачей при расчете процесса дробления ударом
является определение напряжений и критической скорости уда-
ра, необходимых для разрушения исходных кусков материала.
8.2. Дробление в ударно-центробежных машинах
Для разрушения материала необходимо затратить опреде-
ленную энергию, величина которой зависит от свойств материа-
ла. Различными авторами предложены [130] теоретические рас-
четы, базирующиеся на пропорциональности этой энергии: d2
(где d — размер дробимого куска)—Риттингер, d3— Кирпи-
149
&,НПо
Рис. 8.1. Зависимость разрушающего напряжения
о от диаметра гранул нитроаммофоски d
чев — Кикк, d2’5 — Бонд, dm — Рундк-
вист. Однако при измельчении энергия
расходуется не только на образование
новой поверхности, но и на деформацию
материала без разрушения, на преодоле-
ние трения материала по рабочим по-
верхностям измельчителя. Ни одна из
предложенных теорий не учитывает точ-
но этих факторов. Ни одна простая фор-
мула не применима ко всем материалам
и методам дробления.
Для ударного метода дробления из-за малого времени при-
ложения нагрузки характерно хрупкое разрушение, поскольку
пластические деформации не успевают развиться до заметных
величин.
Разрушение происходит при одно-двукратном ударе, т. е. удельный
расход энергии на измельчение не изменяется, а вновь образованная поверх-
ность может служить мерой затраченной энергии [130].
Тогда энергия разрушения материала:
И^разр = AFHob.
где А— постоянная для данного материала удельная энергия разрушения;
Гнов — вновь обнаженная поверхность.
Считая, что кусок раздроблен на равные по размеру части с размером dK
или на неравные части с эквивалентным диаметром da=dK, получим
dSpo2 = A (ti„d2K — d2),
где р — плотность материала; v — скорость ротора; пк — число вновь образо-
ванных частиц.
Поскольку d=dK3(nB)1/2, то
d3pu2 = А [пн (d/n,,1'3)2 — d2].
Зная, что пн=г3, где d/dK, окончательно имеем:
dpv2 = A(i— 1). (8.1)
Удельная энергия разрушения равна произведению напряжения разруше-
ния о на деформацию образца б, которая характеризуется свойствами ма-
териала.
Прочность граиул (в МПа) уменьшается с увеличением их размера,
что может быть объяснено увеличением числа внутренних дефектов [88].
Зависимость имеет вид
a=kd-m, (8.2)
где k и т постоянные для данного вида продукта.
Вид зависимости (8.2) для нитроаммофоски представлен на рис. 8.1,
а значения k и т при d=l—10 мм для некоторых удобрений приведены
ниже:
150
Продукт , т— k, кг-м '/с2 т
Нитроаммофоска 0,027 0,92
Двойной суперфосфат 0,013 0,97
Суперфосфат 0,005 0,90
Учитывая уравнение (8.2), получим:
o2=6o(i — l)/pd=£6(i — i)lpd"+'. (8.3)
Деформацию разрушения можно выразить через напряжение разруше-
ния и модуль упругости Е: S=ad/E. Тогда величина скорости разрушающе-
го удара определится из выражений
o2=a!(i—1)/£р (8.4)
или
v2=ki(i — l)IEpd2m. (8.5)
Уравнение (8.5) пригодно для расчета условий дробления материала с
постоянными свойствами. Поскольку прочность и другие физические свойства
некоторых продуктов существенно зависят от влагосодержания, то для таких
продуктов с учетом этих особенностей уравнение (8.4) преобразуем следую-
щим образом:
o2=T(i- l)/£pd2mM2n, (8.6)
где и — влагосодержание гранул; К, п — коэффициенты в эмпирическом урав-
нении
о = kofiu-nd~m. (8.7)
Значения k и п для некоторых продуктов приведены ниже при а=0,01—
0,07 и d=l—10 мм для следующих размерностей в уравнении (8.7): б [МПа];
и [кг/кг]; d [м]:
Продукт, гранулятор k 104 п
Двойной суперфосфат, окаточиый барабан 4,7 0,63
Аммофос, окаточный барабан 0,22 1,19
Аммофос, БГС 0,05 1,74
Аммофос, РКСГ 0,15 1,73
Аммофос, АГ 1,5 1,20
Нитроаммофоска, АГ 5,0 0,69
Нитроаммофоска, псевдоожиженный слой 20 1,00
Нитроаммофоска, БГС 2,8 0,96
РК-удобрение, пресс 0,58 1,29
Суперфосфат, окаточный барабан 9,6 0,67
Анализ уравнения (8.4) показывает, что с изменением проч-
ности гранул при постоянных значениях величин, входящих
в уравнение, изменяется степень измельчения, причем обратно
пропорционально о2. Однако, как правило, при изменении о
продукта меняется и его модуль упругости, поэтому практи-
чески зависимость i=f(a) имеет несколько иной характер, обус-
ловленный особенностями формирования структуры гранул при
различных методах гранулирования.
При гранулировании методом окатывания происходит хаоти-
ческое слипание мелких частиц в агломераты и последующее
слипание агломератов в гранулы. В зависимости от размера
151
гранулы меняется и ее структура. Более мелкие гранулы проч-
нее, так как поверхность контакта между мелкими частицами
больше. В крупных гранулах определяющей является мини-
мальная прочность связи между агломератами. При приложе-
нии ударной нагрузки к крупной грануле ее разрушение проис-
ходит преимущественно по местам контакта агломератов. От-
сюда уменьшение относительной деформации разрушения. По
мере уменьшения размера гранулы связи между частицами
в ней становятся более равнопрочными, а гранулы более устой-
чивы к изменению формы. Отсюда увеличение модуля упруго-
сти с уменьшением размера гранул со структурой такого типа
и увеличение степени измельчения с ростом предела прочности
материала.
При гранулировании методом нанесения пленок, например
в АГ или БГС, гранулы имеют однородную структуру и харак-
тер разрушения не зависит от их размера, т. е. Е — постоянно.
Поэтому для гранул слоистого типа с увеличением разрушаю-
щего напряжения степень измельчения падает. Для продуктов
с модулями упругости 500—800 МПа зависимость i=f(c) лежит
ниже аналогичной кривой для £'=1100—1400 МПа.
Методика расчета режима дробления заключается в опреде-
лении констант £, т и k для данного продукта, с помощью ко-
торых рассчитывают необходимую для данных i и d скорость
ротора дробилки независимо от ее конструкции.
Вывод формул (8.3)—(8.6) дан для взаимодействия единич-
ной гранулы с ротором, имеющим массу, значительно большую,
чем у частицы. В стесненном потоке неизбежны дополнительные
удары частиц друг о друга и отбойную поверхность, а также
повторное попадание под удар ротора. Следовательно, эти урав-
нения должны быть дополнены эмпирической зависимостью
t=f(Q) для конкретной конструкции дробилки.
Исследовалось влияние различных параметров процесса
дробления на гранулометрический состав продукта. Типичные
кривые зависимости i=f(Q), полученные на лабораторных,
стендовых и промышленных машинах ударного действия, пока-
зывают (рис. 8.2), что характер изменения гранулометрическо-
го состава раздробленного материала одинаков для всех удоб-
рений, а именно — при возрастании нагрузки степень дробления
уменьшается незначительно. Зависимость описывается уравне-
нием:
/ = «/“4 (8.8)
где ii — степень дробления единичной гранулы при прочих равных условиях;
z — эмпирический коэффициент, характеризующий конструктивные особенно-
сти дробилки.
Экспериментально определено, что для применяемых в про-
мышленности молотковых дробилок с отбойной поверхностью
и внутренней геометрией размольной камеры типа СМ-431 при
Q = 8—100 кг/(м3-с) и i=l—7 коэффициент 2=(1-3)Х10Л
152
Рис. 8.2. Зависимость степени из-
мельчения i различных продуктов
от удельной нагрузки иа дробилку
Q при скорости ротора v =15 м/с и
различной прочности о частиц
Зная величину z для дро-
билки данной конструкции,
а также свойства продукта,
характеризуемые прочно-
стью и модулем упругости,
по уравнениям (8.6) и (8.8)
можно рассчитать режим
работы дробилки.
Уравнение (8.6) спра-
ведливо для монодисперсно-
го состава исходного материала с постоянными физическими
свойствами. Для полидисперсного состава с известным распре-
делением по прочности внутри узких монофракций грануломет-
рический состав дробленого продукта определяется по урав-
нению
P(dK)=f[p(d), р(о)]. (8.9)
Решая уравнение (8.6) относительно i для различных значе-
ний d и о, получим распределения по d, суммируя которые про-
порционально содержанию монофракций в исходном материале,
находят гранулометрический состав дробленого продукта. Рас-
чет по этой методике дает удовлетворительную сходимость
с данными, полученными экспериментально для различных про-
дуктов в промышленных условиях. Расчет гранулометрического
состава продукта, полученного другими методами дробления,
можно проводить аналогично описанному выше с привлечением
данных работ [129, 130, 132].
Глава 9
АППАРАТУРНОЕ ОФОРМЛЕНИЕ ЛИНИИ
ГРАНУЛИРОВАНИЯ
Эффективность любой технологической линии производства
гранулированных продуктов определяется техническим уровнем
используемого грануляционного оборудования. Поэтому опреде-
ленный интерес представляет рассмотрение основных конст-
рукций аппаратов для гранулирования минеральных удобрений
и других веществ, их достоинств и недостатков.
153
9.1. Грануляторы окатывания
Грануляторы барабанного типа. Грануляторы такого типа
широко используются в химической, металлургической, пищевой
и других отраслях промышленности.
Гранулятор (рис. 9.1) представляет собой вращающуюся цилиндрическую
обечайку 4 с закрепленными на ней бандажами 3, которыми она опирается на
роликовые опорные станции 2. Для предотвращения осевого сдвига гранулято-
ра предусмотрены упорные ролики. Для уменьшения налипания влажного
материала внутреннюю стенку барабана футеруют резиной. Гранулирован-
ный материал выгружают через узел 1.
Отсос паров и пыли из гранулятора производят вентиляционной установ-
кой, подсоединенной к патрубку, установленному в верхней части узла вы-
грузки. В процессе гранулирования шнхту увлажняют с помощью форсунки,
установленной иа расстоянии 1,0—1,5 м от загрузочного устройства грануля-
тора.
Так как регулирование процесса гранулирования в бараба-
нах такого типа часто осуществляется визуально, то необходи-
мо в зоне выгрузки гранулятора предусматривать установку
смотровых окон и освещения. Обычно в верхней части узла
выгрузки устанавливают осветительные приборы (лампы, про-
жекторы).
Исходную шихту (например, нейтрализованный суперфос-
фат) дозируют из промежуточного бункера и через загрузочное
устройство подают в гранулятор. Через форсунку сюда же до-
зируют жидкость на увлажнение (вода, сточные воды, связую-
щие добавки, пульпа). Увлажненная шихта гранулируется,
а влажный гранулированный материал через узел выгрузки 1
направляется на сушку. При этом выход товарной фракции
составляет 50—55%, а прочность гранул, в зависимости от ис-
пользуемой нейтрализующей добавки, изменяется от 1,5 до
2,8—3,0 МПа.
Для снижения влажности гранулируемой шихты, а следова-
тельно, увеличения производительности действующих техноло-
гических линий производства суперфосфата, например, в рабо-
те [60] предлагается производить подогрев шихты в процессе
ее гранулирования до температуры 60—80 °C. Шихту можно по-
Рис. 9.1. Гранулятор барабанного типа:
1 — узел выгрузки; 2 — опорная станция; 3 — бандаж; 4 — обечайка
154
догревать горячими стоками или водой, подаваемыми через
форсунку, или паром, подаваемым под слой материала специ-
альным распределителем.
Ниже приводятся основные технические характеристики
грануляторов барабанного типа, наиболее широко используе-
мых в производстве гранулированных минеральных удобрений:
Произаодительность, т/ч 8,9—22
Частота вращения барабана, с-1 0,56—1,3
Диаметр обечайки, м 1,4—2,2
Длина барабана, м 8—11
Угол наклона, град 1—3
Мощность привода, кВт 12—20
Ниже приведен параметрический ряд грануляторов барабан-
ного типа для сыпучих материалов, разработанный Дзержин-
ским филиалом ЛенНИИхиммаш (длина L выпускаемых грану-
ляторов различного диаметра £>):
О, м L, м Р, м L, м D, м L, м О, м L, м
0,5 1,о 1,6 3,15 2,5 5,0 3,55—3,60 8,5
1,2 4,0 7,5 10,0
1,6 5,0 10,0 14,0
2,0 6,3 2,8 5,8 4,0 10,0
0,8 1,6 2,0 4,0 8,5 12,5
2,5 6,0 И,2 16,0
3,15 8,0 3,15 6,3 4,5 10,0
1,4 2,8 2,24 4,5 10,0 16,0
3,1 6,7 12,5 18,0
4,0 9,0
5,6
Для грануляторов этого типа характерны следующие пре-
имущества: простота конструкции и эксплуатации, большая еди-
ничная мощность. К недостаткам следует отнести:
неравномерный гранулометрический состав продукта на вы-
ходе из гранулятора, обусловленный неравномерностью увлаж-
нения гранулируемой шихты;
необходимость периодической чистки налипшего материала
на стенки гранулятора и узла выгрузки.
Опыт эксплуатации грануляторов показывает, что наиболее
частые остановки вызываются необходимостью очистки узла вы-
грузки. Предложенные технические решения, направленные на
устранение залипания узлов выгрузки (например, установка це-
пей, вибраторов) оказались малоэффективными. Для уменьше-
ния налипания влажного материала узел выгрузки материала
облицовывают фторопластом.
В работе [138] приводится конструкция гранулятора, уста-
новленного на колесах и имеющего возможность перемещаться
по рельсам. Такая конструкция позволяет вводить влажный
гранулированный материал в приемную секцию сушильного ба-
рабана, минуя узел выгрузки. Однако в этом случае затрудня-
155
ется визуальное наблюдение за процессом гранулирования и его
регулирование.
Для устранения налипания влажных материалов на стенки
барабана используют различные приспособления: скребки, шне-
ки, очистные ножи разнообразных конструкций.
Для увеличения коэффициента заполнения окаточного ба-
рабана и интенсификации процесса гранулообразования предла-
гаются различные решения.
Разработаны конструкции многоконусного барабана, бара-
бана с внутренней фигурной насадкой [139], гранулятора, со-
стоящего из двух вращающихся один внутри другого барабанов
[140]. Такие конструкции, по мнению авторов, позволяют уве-
личить поверхность окатывания, а следовательно, сократить
диаметр и длину гранулятора.
В работе [141] описан гранулятор, в котором совмещаются
процессы гранулирования и классификации. Схема гранулятора
представлена на рис. 9.2.
Гранулятор представляет собой обечайку 5, установленную на опорной и
опорно-упорных станциях 3. Ковшовое устройство 6 захватывает предвари-
тельную шихту и транспортирует ее в барабан.
Рабочие поверхности барабана и ковшей покрыты резиной 8. Объемы
между обечайкой 5 и резиновой обкладкой 8 заполняют легкотекучим мате-
риалом (водой, песком, дробью и т. п.). При вращении барабана резина под
действием, например, воды прогибается и налипший на резину материал от-
рывается.
Исходную шихту подают в загрузочное устройство транспортером 7; сю-
да же поступает мелкая фракция, которую отделяют на кольцевом сите 4.
Товарную фракцию гранулированного продукта направляют иа сушку. Выход
товарной фракции из гранулятора зависит от размера ячейки кольцевого
сита.
Анализируя рассмотренные конструкции грануляторов ба-
рабанного типа, следует заметить, что установка внутри бара-
бана дополнительных устройств, как правило, усложняет их
эксплуатацию.
Тарельчатые грануляторы [142]. Они предназначены для
гранулирования порошкообразных материалов. Наибольшее
Рис. 9.2. Комбинированный гранулятор-классификатор:
1, 7 — транспортеры; 2 — бандаж; 3 — опорно-упорная станция; 4 — сито; 5 — обечайка;
6 — ковшевое устройство; 8 — резиновая обкладка
156
Рис. 9.3. Тарельчатый гранулятор:
/ — тарелка; 2 — кожух; 3— форсунка; 4 —
смотровое окно; 5—вал приводной; 6 —
устройство для изменения угла наклона та-
релки; 7 — станина
Рис. 9.4. Виброграиулятор ГОВ-0,03:
/ — виброокатыватель; 2 — лоток; 3 — виб-
роформователь; 4 — питатель; 5 — капель-
ница; 6 — вибратор
распространение они получили в металлургической промышлен-
ности (производство железорудных окатышей).
Гранулятор (рис. 9.3) состоит из станины 7, на которой установлены та-
релка 7, закрытая кожухом 2, форсунки 3.
При работе гранулятора порошкообразный продукт через загрузочный
штуцер подают на наклонную вращающуюся тарелку, где ои увлажняется
связующей жидкостью из форсунок и окатывается до гранул заданной вели-
чины. Угол наклона тарелки можно изменять с помощью механизма пово-
рота 6. Дзержинским филиалом ЛенНИИхиммаш разработан параметричес-
кий ряд грануляторов тарельчатого типа производительностью от 0,080 до
30 т/ч. Ниже приводятся основные габариты (D — диаметр тарелкн, Н—
высота борта) грануляторов тарельчатого типа (грануляторы диаметром
0,5 м имеют борт высотой 0,10 или 0,16 м):
м Н, м Г, м Н. м D. м Н, и D, м Н, м
0,8 0,16 0,25 1,4 0,28 0,40 2,0 0,40 0,60 3,15 0,63 0,90
1,0 0,20 0,30 1,6 0,32 0,45 2,5 0,50 0,75 3,55 0,71 1,00
1,25 0,25 0,36 1,8 0,36 0,50 2,8 0,56 0,80 4,0 0,80 1,00
157
Фирмой «Хаттачи Дзоссен» (Япония) разработаны тарель-
чатые грануляторы диаметром 5 м для производства гранул
размером 2—6 мм (пирит+кокс) производительностью 33,5 т/ч
и грануляторы с тарелкой диаметром 6 м для производства гра-
нул размером 10—15 мм производительностью 125 т/ч.
Грануляторы тарельчатого типа обеспечивают высокую
удельную производительность и эффективность процесса грану-
лирования. К недостаткам грануляторов этого класса следует
отнести отсутствие возможности совмещения процессов грану-
лирования и аммонизации.
Виброгрануляторы. В последние годы в различных произ-
водствах все шире находят применение виброгрануляторы, по-
скольку во многих случаях их использование позволяет создать
компактное и экономически обоснованное аппаратурное офор-
мление процессов гранулирования. Для этих процессов исполь-
зуют аппараты с вибрирующим корпусом или отдельными де-
талями, помещенными в слой материала. За последние годы
в Дзержинском филиале ЛенНИИхиммаш разработано несколь-
ко видов виброгрануляторов [143].
Для получения гранул (размером 4,8±0,8 мм) носителя катализатора на
основе корунда разработан и прошел приемочные испытания виброгрануля-
тор ГОВ-0,03 (рис. 9.4), представляющий собой комбинацию из виброформо-
вателя 3 и виброокатывателя 1. Рабочим органом виброформователя явля-
ется лоток 2 прямоугольной формы, который установлен на вибраторе 6 де-
балансового типа с приводом от электродвигателя через клиноремениую пе-
редачу и эластичную муфту. Амплитуду прямолинейных колебаний вибра-
тора регулируют набором съемных дебалансов. Исходная смесь через сек-
торный питатель 4 поступает в лоток, на поверхности которого образуется
виброкипящий слой. Из капельницы 5 через капиллярные отверстия на слой
исходной смеси поступает связующая жидкость.
• Угол наклона лотка и направление вибрации подобраны таким образом,
чтобы составляющая от силы тяжести гранулы была больше составляющей
направления вибрации, что позволяет получать гранулы необходимого раз-
мера. Через эластичный рукав гранулы поступают в виброокатыватель, в ко-
тором гранулы принимают правильную сферическую форму.
Ниже приведена техническая характеристика виброграну-
лятора ГОВ-0,03 с лотковым виброформователем и камерным
виброокатывателем:
Производительность, кг/ч 30
Частота колебаний (формователь/окатыва-
тель), Гц 10—40/10—50
Амплитуда колебаний (формователь/ока- 1,6/0—5
тыватель), мм
Масса, кг 1350
Габариты, мм 2310X1063X2050
Как отмечают авторы работы [139], удельная производи-
тельность разработанного виброгранулятора в 7—10 раз боль-
ше барабанных грануляторов. Кроме того, прочность гранул,
получаемых в грануляторе ГОВ-0,03, на 34—40% выше, чем
прочность гранул, получаемых в других грануляторах.
158
Рнс. 9.5. Чашевый виброгранулятор:
/ — корпус; 2 — дисковый распылитель жидкости: 3, 4 — патрубки; 5 — электродвигатель^
6 — крышка; 7 — днище; 8 — лоток; 9— вибратор
В работе [127] приводится описание оригинальной конст-
рукции чашевого виброгранулятора (рис. 9.5).
Виброгранулятор представляет собой вертикальный цилиндрический аппа-
рат и состоит из корпуса 1, крышки 6 с патрубком 4 для подачи исходного
продукта и лотка 8 для выгрузки полученных гранул. С крышкой жестко
связаны кольцевидный элемент для подачн и распределения исходного по-
рошка по рабочей поверхности вибрирующего днища. Дисковый распылитель
связующей жидкости 2 крепится на валу и приводится во вращение электро-
двигателем 5. Корпус установлен на электродинамическом вибраторе 9.
Исходный порошкообразный материал через патрубок 4 поступает на
распределительный элемент, с которого равномерно распределяется по виб-
рирующей поверхности эллиптического днища. Связующая жидкость через
патрубок и кольцевой канал поступает на вращающийся диск и разбрызги-
вается на капли определенной дисперсности. Образовавшиеся гранулы ока-
тываются по поверхности эллиптического днища одновременно уплотняясь,
и через лоток 8 выгружаются из виброгранулятора. Изменяя геометрические
параметры эллипса дннща, можно регулировать размер гранул.
Техническая характеристика чашевого виброгранулятора
приведена ниже:
Производительность по готовому продукту, 500
кг/ч
Амплитуда колебаний, мм 3,6
Частота колебаний, Гц 22,5
Габариты, мм 800X800X1500
Масса, кг 960
Как указывается в работе [144], использование чашевого
гранулятора позволило значительно интенсифицировать процесс
гранулирования и, как следствие, увеличить производитель-
ность установки.
159
9.2. Грануляторы-реакторы
Эти грануляторы используются для совмещения процессов
гранулирования и нейтрализации, что позволит сократить энер-
гозатраты на единицу продукции, а также продолжительность
всего технологического цикла получения гранулированных
удобрений при снижении затрат на оборудование.
В настоящее время АГ широко используются в производстве
аммофоса, нитроаммофоски, диаммонийфосфата и других удоб-
рений. Как показывает опыт промышленной эксплуатации тех-
нологических лиций производства минеральных удобрений, ис-
пользование АГ наиболее эффективно при организации выпуска
гранулированных удобрений на основе упаренной фосфорной
кислоты.
Комбинированный аммонизатор-гранулятор (рис. 9.6) представляет со-
бой вращающийся барабан 1 с закрепленными иа нем бандажами 2, которы-
ми барабан опирается на роликовые опорные станции 3. Материал на ам-
монизацию и гранулирование поступает через загрузочный лоток 4. Так как
аммонизатор-гранулятор устанавливается под углом 1—3° к горизонту, то
материал перемещается через гранулятор к выгрузочной камере 5. В торцах
барабана установлены подпорные кольца 7, которые обеспечивают необходи-
мый уровень заполнения барабана. Для очистки внутренней поверхности от
налипшего материала на подъемном устройстве 8 крепятся скребковое уст-
ройство 9, которое устанавливается в верхней части барабана, и распредели-
тель аммиака 6.
В зависимости от марки удобрений в гранулятор возможно
подавать азот-, фосфор- и калийсодержащие компоненты в
жидком или твердом виде. Для полной нейтрализации свобод-
ной кислоты в гранулируемой шихте под слой материала пода-
ют аммиак.
Поскольку в АГ химические превращения сочетаются с про-
цессами перемешивания и гранулирования, их габариты следу-
ет рассчитать так, чтобы обеспечить необходимые производи-
тельность и время пребывания материала в барабане. Аммо-
Рис. 9.6. Аммонизатор-гранулятор:
/ — барабан; 2 — бандаж; 3 — опорная станция; 4 — загрузочный лоток; 5 — выгрузочная
камера; 6— распределитель аммиака; 7 — подпорное кольцо; 8 — подъемное устройство-^
9 — скребковое устройство
160
низаторы-грануляторы могут различаться не только размера-
ми, но и внутренним оформлением.
Одна из конструкций представляет собой открытый с торцов барабан с
подпорными кольцами на торцах н в середине, разделяющими его на две
секции: аммонизации и гранулирования. Высоту среднего подпорного кольца
принимают равной '/< диаметра для аппарата, у которого диаметр равен
длине. Это обеспечивает необходимую высоту подвижного слоя, уменьшает
потери аммиака. Когда диаметр барабана в 2 раза меньше длины, внутри
устанавливают промежуточные кольца — перегородки высотой 50 мм. Рас-
пределительные устройства прн этом должны находиться на высоте 50—
70 мм над промежуточными перегородками. Известны распределители про-
дольного типа: труба с отверстиями, с переточными трубками и др. Наи-
меньшее выделение паров в аммонизаторе-грануляторе наблюдается, когда
отверстия распределителей кислоты и газа (аммиака) направлены в противо-
положные стороны.
Многоотраслевая промышленная компания «Раума — Репо-
ла» (Финляндия) разработала АГ для производства сложных
удобрений (рис. 9.7).
Конструкция его не имеет существенных отличий от описанной выше
конструкции аммонизатора-гранулятора, за исключением того, что внутренняя
поверхность обечайки выложена кислотоупорными стальными пластинами.
Привод АГ осуществляется от электродвигателя через редуктор, цепочный
механизм, зубчатое колесо и венцовую шестерню, закрепленную на поверх-
ности барабана.
На протяжении уже многих лет «Раума — Репола» исполь-
зует для изготовления опорных роликов и зубчатых колес АГ
термообработанный чугун, обладающий более высокой проч-
ностью, износостойкостью и твердостью в сравнении с литой
сталью, ранее использовавшейся для изготовления тех же дета-
лей. Ниже приводятся технические характеристики АГ, предла-
гаемого компанией «Раума — Репола»:
Диаметр барабана, м 4,5
Длина барабана, м 7
Производительность по сухому продукту, т/ч 100—250
Мощность привода, кВт 315
9.3^ Скоростные грануляторы
Установки для скоростного гранулирования в турболопаст-
них грануляторах имеют малые габариты, небольшую массу,
высокую удельную производительность.
Различают три основных ти-
па установок скоростного грану-
лирования. На установке одно-
стадийного гранулирования ис-
ходные компоненты дозируют не-
Рпс. 9.7. Аммонизатор-гранулятор фир-
мы «Раума—Репола» (Финляндия):
/ — барабан; 2 — подъемное устройство; 3 —
скребковое устройство; 4 — распределитель ам-
миака
11—631
161
Рис. 9.8. Блок-схема получения гранул способом скоростного гранулирования
Рис. 9.9. Принципиальная схема установки для гранулирования пербората
натрия:
1 — бункер; 2 — вибратор; 3 — винтовые питатели; 4 — емкость; 5 — насос-дозатор; 6 —
гранулятор
посредственно в гранулятор, где проводят процесс при постоян-
них режимных параметрах. Установки этого типа характери-
зуют малой продолжительностью гранулирования, одновремен-
ным протеканием всех стадий скоростного гранулирования в од-
ном аппарате. Установка двухстадийного гранулирования со-
стоит из аппаратов предварительного гранулирования и грану-
лирования-кондиционирования, проводимых при различных ре-
жимных параметрах. Установка трехстадийного гранулирова-
ния включает дополнительную стадию — дезинтегрирование.
Эта стадия в зависимости от необходимости может быть завер-
шающей или промежуточной. Дезинтегрированием добиваются
требуемого соотношения мелких и крупных гранул в готовом
продукте.
На установках указанных типов скоростные грануляторы ис-
пользуют в комбинации с другими аппаратами для создания
различных вариантов технологических схем (Л—В) получения
гранулированных продуктов (рис. 9.8).
В схеме А порошкообразные компоненты и связующие добавки без
предварительной подготовки непрерывно или периодически дозируют непо-
средственно в турболопастной гранулятор. В схеме В исходный порошок и
связующее непрерывно или периодически дозируют иа стадию предваритель-
ного гранулирования, также осуществляемую в скоростном турболопастном
грануляторе. После интенсивного перемешивания полидисперсную массу гра-
нул направляют на окончательное гранулирование-кондиционирование, в про-
цессе которого дополнительно подают порошок и (или) связующее. На обе-
их стадиях возможно введение различных кондиционирующих добавок. Схе-
162
ма С отличается от схемы В наличием стадии дезинтегрирования между пред-
варительным гранулированием н кондиционированием. Полученные одним из
указанных способов гранулы требуемых размеров и формы направляют на
дальнейшую обработку, которая может включать сушку, охлаждение, рассев
и дробление (в случае ретурной схемы).
Для ряда продуктов — соды, моющих средств и их компо-
нентов, синтетических смол и т. п. — размер гранул, удовлетво-
ряющий требованиям потребителя или дальнейшей переработ-
ки, находится в пределах 0,1—3,0 мм. Гранулирование таких
продуктов, не требующих длительной обработки, наиболее эф-
фективно проводить в установках с вертикальным турболопаст-
ным гранулятором непрерывного действия. Производительность
грануляторов вертикального типа может достигать следующих
значений [61]:
Диаметр гранулятора, м 0,150 0,250 0,335 0,400
Производительность, кг/ч 300—1000 700—3000 2500—8000 6000—30 000
Мощность привода, кВт 5—7 8—11 15—25 35—55
Ниже приведены принципиальные схемы установок для ско-
ростного гранулирования некоторых материалов в турболопаст-
ных грануляторах.
На рис. 9.9 изображена схема установки для гранулирования пербората
натрия, разработанная Дзержинским филиалом ЛенНИИхиммаша. Скоро-
стной турболопастной гранулятор представляет собой вертикальный ци-
линдр диаметром 150 мм, в котором размещен вал с лопастями, вращающий-
ся с частотой 2000 мин-1 [окружная скорость движения торцов лопастей
составляет (5,7 м/с)]. Специальные лопасти обеспечивают в зонах перемеши-
вания изменение направления движения потока частиц, вследствие чего они
движутся по спиралевидной траектории.
На рис. 9.10 представлена схема установки для гранулирования белково-
витаминного концентрата (БВК) фирмы «Ешер—Висс» (ФРГ). В этой уста-
новке используют предгранулятор и скоростной гранулятор-конденсатор го-
ризонтального типа фирмы «Лодиге» (ФРГ). Турболопастные аппараты
этого типа характеризуются энергоемкостью 2—4 кВт-ч/т и могут применять-
ся как для установок небольшой производительности 150—200 кг/ч, так и
для высокопроизводительных установок мощностью 30 т/ч.
В предгрануляторе материал обрабатывают перемешивающими лопас-
тями в виде плужков при окружной скорости до 30 м/с, а в грануляторе-
кондиционере, куда дополнительно подается часть порошка БВК,— прн 5—
6 м/с. В таком режиме обработки происходит дезинтегрирование наиболее
крупных частиц и равномерное распределение сухого порошка в массе гра-
нулированного материала, что обеспечивает равномерный рост гранул и
уменьшение их конечной влажности.
Американская фирма «И. М. Хубер корпорейшн» производит плотные
гранулы каолниа с высокой насыпной плотностью и низким влагосодержа-
нием на установке, изображенной на рис. 9.11. Предгранулятор и грануля-
тор-кондиционер представляют собой горизонтальные цилиндрические кор-
пуса, внутри которых установлены валы с расположенными по винтовой ли-
нии кольцами. В предгрануляторе получают влажную массу полидисперсных
агломератов, которые разрушаются в дезинтеграторе фирмы «Мицропул». По-
падая в гранулятор-кондиционер, усредненная по размерам масса мелких ча-
стиц подвергается обработке пальцевым ротором, но уже в более интенсив-
ном режиме, чем в предгрануляторе, что способствует равномерному окаты-
ванию гранул необходимых размера и плотности без образования крупных
11* 16^
Рис. 9.10. Принципиальная схема установки для гранулирования БВК фирмы
«Ешер Висс» (ФРГ):
I, 3— бункеры; 2, 4, S — дозаторы; 5 — насос-дозатор; 6 — предгранулятор; 1 — грануля-
тор-конднцнонер
Рис. 9.11. Принципиальная схема установки для гранулирования каолина фир-
мы «И. М. Хубер корпорейшн»:
1— бункер; 2— винтовой питатель; 3 — насос-дозатор; 4— форсунка; 5 — предгранулятор;
6 — дезинтегратор; 7 — гранулятор-кондиционер
агломератов. Некоторые технические характеристики аппаратов установки
фирмы «И. М. Хубер корпорейшн» приведены ниже:
Параметр
Диаметр корпуса, м
Длина корпуса, м
Диаметр пальцев, м
Шаг установки пальцев, м
Окружная скорость пальцев, м/с
Мощность привода, кВт
Предгранулятор
0,33
4,2
0,025
0,15
1,5—2,5
5,5
Гранулятор-
кондицнонер
0,33
3,0
0,013
0,23
3,2
4,0
9.4. Барабанные грануляторы-сушилки
Барабанные грануляторы-сушилки типа БГС и «Сферодай-
зер» (фирма «Пек», Франция) представляют собой (рис. 9.12)
вращающийся барабан, установленный под углом 1—3° к го-
ризонту на двух роликовых опорных станциях. Упорные роли-
ки предотвращают осевые сдвиги барабана.
164
Рис. 9.12. Барабанный гранулятор-сушилка (БГС).
1 — барабан; 2 — шестерня; 3 — редуктор; 4 — электродвигатель; 5 — опорная станция;
6 — выгрузочная камера; 7 — конус; 8 — подъемно-лопастная насадка; 9—зубчатый ве-
нец; 10 — обратный шнек; 11 — приемная насадка; /2—форсунка
Часть внутренней поверхности барабана оснащена приемной насадкой 11
и на остальной длине барабана — подъемно-лопастной насадкой 8.
Грануляторы-сушилки «Сферодайзер» (Франция) оборудованы подъемны-
ми лопатками сложной конструкции с углом наклона к радиусу обечайки, рав-
ным нулю. Аппараты БГС оснащены лопатками Г-образной формы с углом на-
клона к радиусу обечайки 12°. а также коробчатым обратным шнеком 10 от-
крытого или закрытого исполнения, который транспортирует внутренний ре-
тур от конуса 7 в зону распыла пульпы. В торцах вращающихся барабанов
установлена загрузочная камера с форсунками 12 и патрубками для ввода
теплоносителя, а также выгрузочная камера 6 со штуцерами для отвода отра-
ботанного сушильного агента и готового продукта. Привод барабана осу-
ществляется от электродвигателя 4 через редуктор 3, зубчатую шестерню 2
и зубчатый венец 9, укрепленный на барабане с помощью башмаков.
Принцип работы грануляторов-сушилок заключается в следующем. При
вращении барабана подъемно-лопастная насадка 8 создает поток материала,
ссыпающегося с лопаток. На этот поток материала пневматической форсун-
кой 12 распиливается пульпа гранулируемого вещества, которая, наслаиваясь
на частицы, увеличивает их размер. Влажные агломераты окатываются по
внутренним элементам барабана, приобретая сферическую форму, и сохнут
в потоке теплоносителя. В аппарате «Сферодайзер» мелкая фракция после
классификации возвращается в зону распыла пульпы в виде внешнего ре-
тура.
В аппаратах БГС в зоне выгрузки установлен классификатор, выполнен-
ный в виде конуса 7. Крупная фракция скапливается у узкого основания
конуса и выгружается из аппарата. Мелкая фракция, скопившаяся у боль-
шого основания конуса, обратным шнеком в виде внутреннего ретура воз-
вращается в зону распыла пульпы. Сюда же может подаваться в виде
внешнего ретура пыль из циклонов и материал после дробилок.
На эффективность работы аппаратов БГС существенное вли-
яние оказывают плотность и равномерность ссыпающегося слоя
материала в зоне распыла пульпы, параметры работы распи-
ливающих форсунок, скорость теплоносителя и другие пара-
метры.
Для интенсификации процессов гранулирования и сушки
удобрений в аппаратах БГС в последнее время предложен ряд
технических решений, сущность которых заключается в интен-
сификации тепломассообменных процессов, происходящих
в БГС.
165
Рис. 9.13. Загрузочный узел барабанного
гра нул ятора -сушилки:
/ — подъемная насадка; 2— подпорное коль-
цо; 3 — корпус барабана; 4 — патрубок для
ввода теплоносителя; 5 — форсунка пульпы;
6 — приемная камера; 7 — патрубок для ввода
ретура; 8— смесительный стакан; 9— обрат-
ный шнек
Так, на основании исследова-
ния теплообмена по длине бара-
бана установлено [145], что фор-
мирование и сушка гранул прак-
тически полностью завершаются
на первых 2—3 метрах длины
аппарата — в его загрузочной зоне. Наиболее интенсивная суш-
ка протекает на участке зоны распыла. Высокая интенсивность
процессов тепло- и массообмена в зоне распыла определяется
большой поверхностью контакта твердой и жидкой фаз. Поэто-
му для повышения эффективности процессов гранулообразова-
ния и сушки целесообразно приблизить место ссыпания порош-
кового материала к форсунке.
С учетом результатов экспериментальных исследований раз-
работана усовершенствованная конструкция аппарата БГС
[146]. Модернизация аппарата заключалась в установке ци-
линдра с тангенциальными щелевыми окнами для ввода тепло-
носителя, расположенного в загрузочной камере (рис. 9.13).
Пульпа через форсунку 5 распиливается на ядро вихревого слоя ретура,
создаваемого в смесительном стакане 8 за счет тангенциального ввода теп
лоноснтеля и порошка. Затем смесь пульпы и порошка попадает в поток
твердого материала, создаваемый лопастной насадкой 1. Образовавшиеся аг-
ломераты окатываются и сушатся в потоке теплоносителя, который вводится
через газоход 4. После этого часть материала обратным шнеком 9 возвра-
щается в зону распыла пульпы. Остальной продукт поступает на рассев, пос
ле чего мелкая фракция возвращается в смесительный стакан 8 через пат-
рубок 7.
В дальнейшем для интенсификации процессов тепло- и массообмена в
зону выгрузки аппарата БГС предлагалось [147] вводить сушильный агент
Рис. 9.14. БГС с вводом сушильного агента в зону выгрузки:
/ — барабан; 2 — диффузор; 3 — пластина; 4 — коллектор
166
Газы на очистку
Рис. 9.15. Схема БГС с встроенным холодильником:
/ — камера для охлаждения продукта; 2 — барабан; 3 — конус; 4 — шары для измельче-
ния крупных гранул. 5 — конус обратный
(рис. 9.14). Устройство для подвода теплоносителя выполняется в виде диф-
фузора 2 с газораспределительной решеткой. Отработанный сушильный агент
отводится через окна, равномерно расположенные по окружности бараба-
на 1 под коллектором 4. Для предотвращения выпадения материала при
вращении барабана и его остановке, окна закрыты пластинами 3.
В работе [148] приводится описание конструкции аппарата БГС, в ко-
тором кроме гранулирования, сушки и классификации протекают процессы
охлаждения товарной фракции и дробления крупной фракции удобрений.
В отличие от обычного аппарата БГС, в предложенной конструкции (рис.
9.15) имеется камера / для охлаждения продукта, которая располагается за
классификатором — обратным конусом 5. Для более качественного и надеж-
ного разделения гранул продукта по фракциям предусмотрен дополнитель-
ный усеченный конус 3, который устанавливается за конусом 5. Отделив-
шаяся на конусах 3 и 5 крупная фракция дробится шарами 4, расположен-
ными между конусами.
В работе [149] приводится описание конструкции аппарата
БГС, в котором кроме гранулирования и сушки, одновременно
осуществляются процессы охлаждения и классификации мате-
риала в кипящем слое путем отдува мелкой фракции в факел
распыла.
Устройство работает следующим образом (рис. 9.16). Из барабана 2 при
его вращении высушенные гранулы различного фракционного состава обрат-
ным шнеком 1 подаются в камеру 4 на газораспределительную решетку 6.
Расход ожижающего агента, поступающего в камеру 4, подбирают таким об-
разом, чтобы скорость псевдоожижения была равна или больше скорости ви-
тания частиц ретура определенного размера. Авторы [150] отмечают, что
при этом наблюдается четкая сепарация частиц по размерам, что позволит
более равномерно распределить распыляемую пульпу по поверхности частиц.
Одиако возможно переувлажнение материала вследствие пульсирующего вы-
носа частиц ретура из псевдоожиженного слоя. Кроме того, охлаждение ча-
стиц ретура приведет к необходимости дополнительного подвода тепла иа
испарение влаги, что в свою очередь может привести к увеличению пыле-
уноса.
Одна из попыток снижения пылеуноса [150] заключается в установке
циклона специальной конструкции в хвостовой части вращающегося бараба-
на (рис. 9.17). Образующаяся в процессе гранулирования пыль потоком теп-
лоносителя через тангенциальные патрубки транспортируется в циклон 6, где
частицы пыли центробежной силой отбрасываются к ячейкам н, перемещаясь
167
Рис. 9.16. БГС с встроенным аппаратом КС:
1 — обратный шнек; 2—барабан; 3 — газоход; 4 — камера; 5 — форсунка; 6, 7 — решетки.
8 — перегородка; S — подъемно-лопастная насадка
вдоль циклона 6, попадают в кольцевой пылесборник 5, откуда обратным
шнеком 3 возвращаются в загрузочную часть барабана 1. Авторы предложен-
ной конструкции считают, что эффективность пылеочистки может достигать
98%. Однако применение данной конструкции приведет к увеличению гидрав-
лического сопротивления аппарата. Вторым существенным недостатком дан-
ной конструкции следует считать усложнение обслуживания аппарата.
Для увеличения выхода товарной фракции предлагается [151] в хвосто-
вой части вращающегося барабана / (соосно с конусным классификато-
ром 3) установить ленточный шнек 4, имеющий шаг, равный 0,15—0,20 длины
классификатора, и наружный диаметр, равный диаметру выходного отверстия
барабана (рис. 9.18). Классификатор работает следующим образом. Высу-
шенный сгранулированный продукт поступает в классификатор 3, в конусе
которого крупные гранулы располагаются преимущественно на поверхности
скатывающегося слоя и шнеком выводятся из аппарата. Эффективность пред-
ложенного технического решения вызывает сомнение, так как коэффициент
заполнения барабана в процессе работы будет изменяться, а следовательно,
будет изменяться эффективность сепарации с помощью шнека.
Предложено [152] более сложное устройство для классификации мате-
риала внутри аппарата БГС, содержащее перфорированный классификатор в
Рис. 9.17. БГС с встроенным циклоном:
7 — барабан; 2—подъемно-лопастная насадка; 3 — обратный шнек; 4 — камера выгрузки;
5 — пылесборник; 6 — циклон; 7 — форсунка; 8 — загрузочная камера
168
Рис. 9.18. БГС с дополнительным шнеком:
1 — барабан, 2 — обратный шнек; 3 — классификатор; 4 — шнек; 5 — камера выгрузки;
6 — камера загрузки; 7 — форсунка; 8 — отбросные лопасти
виде усеченного конуса с индивидуальным приводом и обратный шнек, уста-
новленный на наружной поверхности барабана (рис. 9.19). Перфорированный
коиус 3 с приводом 4 через вал 5 производит классификацию материала на
две фракции: мелкую и смесь крупной с товарной. Мелкая фракция при
вращении классификатора возвращается в зону распыла пульпы.
Рассмотренные выше конструкции основаны на использова-
нии эффекта разделения материала на конусном классификато-
ре. Однако промышленная практика показывает, что этот эф-
фект очень незначителен. Кроме того, установка конуса услож-
няет обслуживание аппарата без значительного увеличения
выхода товарной фракции.
Для увеличения производительности аппаратов БГС пред-
ложено [153, 154] установить две форсунки для распыления
пульпы в вертикальной или в горизонтальной плоскости вра-
щающегося барабана (рис. 9.20).
Устройство работает следующим образом. Во вращающийся барабан 1
на завесу материала верхней и нижней форсунками 5 распыляется пульпа.
Влажные гранулы, полученные напылением верхней форсункой, концентри-
руются в середине барабана, а гранулы, полученные напылением нижней
Рис. 9.19. БГС с перфорированным классификатором:
1 — барабан; 2 — обратный шнек; 3 — перфорированный конус; 4 — привод перфорирован-
ного конуса; 5 — вал; 6 — камеры выгрузки; 7 —насадка; 8— камера загрузки; 9 —- фор-
сунка
12—631
169
Рис. 9.20. БГС с двумя форсунками для распиливания пульпы:
/ — барабан; 2 — обратный шнек; 3 — конус; 4 — камера выгрузки; 5— форсунки
форсункой, в начале аппарата. Затем влажные гранулы сушатся в потоке
теплоносителя.
Использование двух форсунок в вертикальном расположе-
нии позволяет [154] равномерно распределить влажные грану-
лы по длине барабана, что способствует улучшению режима
сушки и гранулирования, позволяет увеличить температуру
теплоносителя на входе в барабан на 50—100 °C. Кроме того,
при соответствующих режимах нижнюю форсунку можно ис-
пользовать, для наработки мелкой фракции (0,5<d^2 мм),
которая используется в качестве центров гранулообразования,
что приводит к сокращению внешнего ретура и повышению
производительности установки.
9.5. Грануляторы с псевдоожиженным
и фонтанирующим слоями
Развитие теоретических основ и техники псевдоожиженного
и фонтанирующего слоев в последние годы привело к созданию
и внедрению в промышленность ряда новых конструкций грану-
ляторов [21, ПО, 155].
На рис. 9.21 в качестве иллюстрации представлено несколь-
ко типовых конструкций аппаратов с псевдоожиженным слоем
для гранулирования материалов.
Основные технические решения, заложенные в промышлен-
ную аппаратуру, сводятся, в принципе, к различным способам
подачи исходного продукта во взвешенный слой материала:
подача пульпы и разбавленных растворов на поверхность
взвешенного слоя с обдувом факела высокотемпературным
теплоносителем (виды а, е)\
подача концентрированных пульп, растворов и плавов
внутрь слоя форсункой, установленной в боковой части аппара-
та с организацией горизонтального факела распыла (виды'б,в);
подача растворов и суспензий форсунками, установленными
в основании газораспределительной решетки, с организацией
вертикального факела распыла (виды г,д).
170
Системы гранулирования во взвешенном слое существенно
различаются способами ввода теплоносителя (для сушки раство-
ров) и охлаждающего агента (для кристаллизации плавов);
с ожижающим агентом (под газораспределительную ре-
шетку) ;
с распиливающим агентом (одновременно с диспергирова-
нием гранулируемого вещества);
внутрь слоя — посредством установки теплообменных уст-
ройств, либо сжиганием топлива.
На практике, однако, чаще применяют различные варианты
комбинированного ввода теплоносителя (см. рис. 9.21).
Большинство грануляционных аппаратов со взвешенным
слоем работает с применением внешнего ретура, т. е. возврата
мелких фракций на стадию гранулообразования. В последнее
время создаются аппараты с так называемым внутренним рету-
ром. Организация внутреннего ретура обеспечивается разме-
щением классифицирующего устройства в основном объеме
взвешенного слоя либо отдувом мелких фракций внутрь слоя
при выгрузке готового продукта. В целом выбор того или ино-
го аппаратурного решения процесса гранулирования во взве-
Рнс. 9.21. Схемы аппаратов для гранулирования минеральных удобрений в
псевдоожиженном слое:
а — с подачей раствора на поверхность слоя; б — с подачей раствора или плава внутрь
слоя; в — с подачей раствора или плава внутрь слоя н классификацией гранулиро-
ванного продукта; г — с подачей раствора внутрь слоя снизу н фонтанированием слоя;
д — с подачей раствора внутрь слоя снизу и сепарацией частиц- е — с подачей раствора
на поверхность слоя в прямотоке высокотемпературного теплоносителя;
I — ожижающий агент; II — исходное вещество; III — распиливающий агент; IV — гото-
вый гранулированный продукт; V — ретур; VI — сепарирующий воздух; VII — отработан-
ные газы; VIII — воздух на классификацию частиц; IX — теплоноситель
12’
171
шейном слое должен проводиться с учетом следующих фак-
торов:
вида и свойств гранулируемого вещества;
кинетических закономерностей гранулообразования в слое;
особенностей аэродинамики и условий тепло- и массообмена
в слое;
закономерностей классификации частиц по размерам и уно-
са мелких частиц.
Грануляторы с подачей раствора на поверхность псевдоожи-
женного слоя. Грануляторы этого типа являются одними из
первых аппаратов с псевдоожиженным слоем, которые нашли
применение в химической промышленности. К наиболее извест-
ным аппаратам для гранулирования неорганических солей
с достаточно высокими температурами плавления относится гра-
нулятор ВНИИГа [156].
Конструкция гранулятора (рис. 9.22) отличается от обычно-
го аппарата с псевдоожиженным слоем (например, сушилки)
тем, что над поверхностью псевдоожиженного слоя установле-
на форсунка для распыливания гранулируемого раствора. Та-
кая конструкция обеспечивает равномерное распределение рас-
твора одной или несколькими форсунками грубого распыла
‘(рис. 9.23). Недостатком этого аппарата является частая забив-
ка механических форсунок, установленных в надслоевом про-
странстве, пылью.
В производстве гранулированных минеральных удобрений
используется аппарат конструкции НИУИФ [155] — РКСГ (рас-
пылительная сушилка-гранулятор с кипящим слоем). Отличи-
Рис. 9.22. Аппарат для гранулирования растворов в псевдоожиженном слое
(конструкция ВНИИГа):
/ — газовая горелк-а; 2 — шнек для выгрузки продукта: 3 — выгрузочное устройство: 4 —
форсунка; 5—корпус аппарата; 6 — газораспределительная решетка; 7 — колосниковая
решетка; 8 — газовая топка
Рис. 9.23. Форсунка грубого распыла:
I — штуцер для ввода жидкости; 2— сопло
172
Рис. 9.24. Аппарат РКСГ:
1 — газовое сопло; 2 — пневматическая
форсунка; 3 — циклон; 4 — эжектор; 5 —
газораспределительная решетка; 6 — кор-
пус аппарата
тельной особенностью этого
аппарата является то, что фа-
кел распыла исходного раство-
ра или пульпы обдувается
струей высокотемпературного
теплоносителя (600—1200 °C)
при скоростях 100—150 м/с.
Гранулирование происходит
Pacmi/iuBcwui'M агент
Пульпа Газы на
на границе взаимодействия
струи и псевдоожиженного слоя. При этом необходимым усло-
вием надежной работы аппарата является проникновение струи
внутрь псевдоожиженного слоя, т. е. увеличение поверхности их
взаимодействия. Схема аппарата РКСГ изображена на
рис. 9.24. Под газораспределительную решетку подают теплоно-
ситель с менее высокой температурой (150—260 °C) с целью
предотвращения подплавления термолабильного продукта.
В промышленном масштабе аппарат РКСГ внедрен в про-
изводстве гранулированного аммофоса. Диаметр газораспреде-
лительной решетки промышленного аппарата — 2,8 м. При этом
установлен следующий оптимальный режим его работы:
Температура газов, °C:
в струе, обтекающей факел распыла
под газораспределительной решеткой
в слое
Скорость ожижающего агента, м/с
Влажность пульпы аммофоса, %
Производительность, т/ч:
по испаренной влаге
по гранулированному продукту с влажностью 1 %
Выход товарной фракции (1—3,2 мм) из аппарата, %
Прочность гранул, МПа
Влагосъем с 1 м3 аппарата, кг/ч
Расход на 1 т готового продукта:
топлива, кг условного топлива
электроэнергии, кВт-ч
750—860
160—175
100—110
2,2
35—45
6—7
8—9
80—90
5—7
60
ПО
100
В настоящее время разработано три типоразмера аппара-
тов РКСГ (табл. 9.1). На рис. 9.25 изображены принципиаль-
ные конструкции распылителей, используемых в аппаратах
РКСГ. В зависимости от заданной производительности аппара-
та используют односопловый распылитель (рис. 9.25,а), много-
сопловый или щелевой (рис. 9.25,6), которые имеют произво-
дительность по распыляемой жидкости 10—80 т/ч.
Грануляторы с подачей гранулируемого вещества внутрь
псевдоожиженного слоя. Как уже отмечалось, различают сле-
173
Таблица 9.1. Характеристика аппаратов типа РКСГ
Показатель РКСГ-1,25 РКСГ-2,8 РКСГ-3,5
Диаметр, м: решетки 1,25 2,8 3,5
сепарационной зоны 3,2 8,0 10,0
Рабочая высота, м 3,5 4,5 6,0
Габаритные размеры, м: длина 3,2 8,0 10,0
ширина 3,2 8,0 10,0
высота 6,0 8,85 10,0
Масса аппарата, т — 23,5 26,0
Производительность по влаге, т/ч 0,8—3,0 4,0—15,0 6,0—23,0
Объем отходящих газов, тыс. м3/ч 15—26 77—130 120—200
дующие типы грануляторов с подачей гранулируемого веще-
ства внутрь псевдоожиженного слоя:
с форсункой (форсунками), установленной в боковой части
аппарата и обеспечивающей горизонтальность факела распыла;
с форсункой (форсунками), установленной в основании га-
зораспределительной решетки аппарата и обеспечивающей вер-
тикальность факела распыла.
К первому типу грануляторов относится аппарат кипящего
слоя, разработанный в МИХМе (рис. 9.26). Аппарат состоит из
собственно гранулятора с псевдоожиженным слоем и трехсек-
ционного сепаратора. Отличительной особенностью гранулятора
является то, что в сепараторе обеспечивается отдув пылевид-
ных частиц (размером менее 1 мм) и возврат их эжекционным
устройством непосредственно в зону гранулирования.
Аппарат МИХМа используется в промышленности для по-
лучения гранул аммиачной селитры различной пористости. Диа-
Сжаглий Воздух
Теплоноситель
Распиливающий
агент
Рис. 9.25. Распылители аппарата РКСГ:
а — односопловый; б — многосопловый; 1 — экран; 2 — форсунка; 3 — газовое сопло; 4 —
регулирующий клапан
174
Рис. 9.26. Аппарат для гранулирования аммиачной селитры (конструкция
МИХМа):
1—газовая к-амера; 2—подпорная решетка; 3 — газораспределительная решетка; 4 — ра-
бочая камера; 5—шнек; 6 — пневмомеханические форсунки; 7 — коллектор раствора; <8 —
сепарационная камера; 9— корпус аппарата; 10 — отбойник; //—эжектор; 12— сепа-
ратор
метр газораспределительной решетки аппарата — 3,57 м. Уста-
новлен следующий режим работы аппарата:
Температура газов, °C:
под решеткой
в слое
Расход ожижающего агента, тыс. м3/ч
Концентрация раствора, % .
Температура раствора, °C
Производительность, т/ч
Выход фракции 1—2 мм, %
Влажность гранул готового продукта, %
100—110
80
35—48
80—88
100—120
7,5—12,3
94
0,2
Конструкции форсунок, используемых в качестве распили-
вающих устройств в грануляторе МИХМа, представлены на
рис. 9.27 и 9.28. Режим работы форсунок:
Расход раствора иа одну форсунку, м3/ч 1—5
Расход распиливающего воздуха, тыс. м3/ч 2,0—3,7
Давление распыливающего воздуха, кПа 8—16
Температура распыливающего воздуха, °C 80—170
175
Нозду'х
Распиливающий агент
. Рис. 9.27. Пневмомеханическая форсунка для грануляторов с псевдоожижен-
ным слоем
Другой разновидностью аппарата для гранулирования мине-
ральных удобрений в псевдоожиженном слое является грануля-
тор-классификатор (ГК), разработанный НИУИФом совместно
с Дзержинским филиалом НИИхиммаша. Особенностью этого
аппарата является организация внутренней циркуляции в слое
между зонами гранулирования и классификации и непрерывный
отдув мелких частиц из зоны классификации. Конструкция это-
го аппарата, предложенного для гранулирования аммофоса,
приведена на рис. 9.29.
Гранулятор-классификатор работает следующим образом. Исходный
продукт в виде пульпы или расплава подают форсункой / в зону гранули-
рования, 5, отделенную от зоны классификации 7 наклонной перегородкой 6
с переточными отверстиями. Ожижающий агент подают в каждую зону через
штуцеры. Гранулированный продукт по мере увеличения объема слоя в зоне
гранулирования перетекает в зону классификации, сужающуюся по высоте.
Рис. 9.28. Пневмомеханическая форсунка-питатель для грануляторов с псевдо-
ожиженным слоем:
/ — корпус форсунки; 2— корпус распылителя; 3— шток; 4 — завихритель раствора
176
Газы на очистку
г'астОор
Распиливающий
агент
Газы- но очистку
Сжижающий
агент
Теплоноситель
Распиливающий
______агент
______Раствор
Воздух на сепарацию
Гранулы
Рис. 9.29. Гранулятор-классификатор с псевдоожиженным слоем материала."
1 форсунка; 2, 3 — подпорная и газораспределительная решетки; 4 — корпус аппарата;
5 зона гранулирования; 6 — наклонная перегородка; 7 — зона классификации
Рнс. 9.30. Гранулятор с зонами локального фонтанирования:
1 — корпус аппарата; 2— газораспределительная решетка; 3 — газоподпорные решетки;
4 — форсунки; 5 — контуры факела распыла зон локального фонтанирования
В надслоевом пространстве зону классификации происходит эффективное
разделение полидисперсной гранулированной смеси на 2 продукта: верхний —
ретур (частицы размером преимущественно менее 1 мм) и нижний —гото-
вый продукт, представляющий собой товарную фракцию (гранулы размером
1—4 мм). Верхний продукт выдувается из зоны классификации и поступает
для наращивания размеров частиц в зону гранулирования; нижний — выво-
дится через выгрузную течку из аппарата. Количество поступающего в зону
классификации 7 материала определяется режимом работы классификатора
н эффективностью разделения смеси.
Повысить эффективность работы гранулятора-классификатора можно ор-
ганизацией более четкой классификации частиц по размерам. С этой целью
аппарат был модифицирован: в надслоевой зоне классификатора установле-
ны вытеснители чечевицеобразной формы. Вытеснители обеспечивают создание
необходимого профиля скорости ожижающего агента в надслоевой зоне, оп-
ределяющей эффективность разделения частиц по размерам и получение
обеспыленного гранулированного продукта.
Несколько иной подход к гранулированию термочувствитель-
ных растворов состоит в создании вертикальных зон локально-
го фонтанирования [1171- Этот способ был впервые применен
для гранулирования растворов сульфата аммония. Конструк-
ция аппарата представлена на рис. 9.30. В рассматриваемом ап-
парате интенсивность перемешивания частиц в прирешеточной
зоне активного тепло- и массообмена обеспечивается созданием
вертикальных факелов распыла. Вместе с тем производитель-
ность аппарата ограничена, помимо всего прочего, высотой
псевдоожиженного слоя, лимитирующей длину факела распыла.
Грануляторы с фонтанирующим слоем. Известно [157—159]
множество конструкций аппаратов для гранулирования паст и
растворов в фонтанирующем слое, однако большинство из них
относятся к лабораторным и опытным образцам. Широкое-
177
промышленное использование этих аппаратов ограничивается
трудностями масштабного перехода к более крупным установ-
кам.
К первым конструкциям аппаратов с фонтанирующим слоем относятся
аппараты конической или цилиндрической формы с осесимметричным вводом
газа (рис. 9.31,а, б). Наибольшее распространение в отечественной промыш-
ленности получили аппараты конструкции ЛТИ им. Ленсовета [159] с щеле-
вым вводом газа (рис. 9.31, в—д). Щелевой ввод воздуха обеспечивает боль-
шую интенсивность циркуляции, надежность работы и удобство масштабно-
го перехода. Очевидными недостатками этих конструкций являются неравно-
мерность распределения газа по периметру щели и большое гидравлическое
сопротивление аппаратов.
Одним из способов активации перемешивания частиц в при-
стеночной зоне аппаратов фонтанирующего слоя является до-
полнительный боковой ввод теплоносителя, предложенный в
работе [100]. На рис. 9.32 изображена схема аппарата с вра-
Рис. 9.31. Основные схемы аппаратов фонтанирующего слоя для сушки-грану-
лирования растворов и паст:
а — цилиндро-конический с подачей материала на слой; б — то же с подачей материала
в слой; в — с конической вставкой; г — многосекциониый щелевой с тангенциальным под-
водом газа; д — с организованной циркуляцией материала;
/—ожижающий агент; // — исходный материал; /// — распиливающий агент; /V —го-
товый гранулированный продукт; V—ретур; VI — сепарирующий воздух; VII — отрабо-
танные Газы
178
Газы на очистку
Рис. 9.32. Аппарат с вращающимся взвешенным фонтанирующим слоем мате-
риала:
1 — корпус аппарата; 2 — форсунка; 3 — камера распределения теплоносителя; 4 — завих-
ритель; 5 — газораспределительная решетка
щающимся фонтанирующим слоем. Дальнейшим его развити-
ем является аппарат для сушки и гранулирования в фонтани-
рующем слое со встречными струями (рис. 9.33).
9.6. Разбрызгиватели и грануляционные башни
При гранулировании разбрызгиванием жидкости в инертную
среду (газовую или жидкую) основным конструктивным эле-
ментом, определяющим размер и форму гранул, является раз-
брызгиватель. От качества его работы зависит не только равно-
мерность размеров полученных гранул, но и допустимые плот-
ность орошения, скорость воздуха и высота полета гранул. По
методу диспергирования распределители делятся на центро-
бежные, статические и вибрационные.
Центробежный разбрызгиватель [111] представляет собой
конический тонкостенный перфорированный стакан, подвешенный вершиной
киизу на вертикальном валу, соединенном с электродвигателем. Наиболее
распространены конусы с основанием диаметром 30—35 мм и высотой 37—
40 мм. Боковая поверхность разбита на несколько поясов и отверстия с ос-
нования конуса от пояса к поясу уменьшаются от 2,5 до 1 мм. Плав из тру-
бопроводов поступает открытой струей через широкую горловину в крышке
и истекает через отверстия вращающегося конуса. С повышением частоты
вращения увеличивается зона орошения и уменьшается размер капель. При
конструкции разбрызгивателей следует учитывать необходимость создания
условий ламинарного истечения струи, для чего принимают отношение дли-
ны к диаметру канала истечения не менее 4—5 и тщательно обрабатывают
его поверхность и кромку на концах.
Простота конструкции и сравнительно длительный срок службы без чи-
стки обеспечили коническим разбрызгивателям широкое применение. Однако,
эта конструкция имеет ряд недостатков: широкий спектр размеров гранул;
179
неравномерное орошение сечення башнн (до 30% почти неорошаемой в пе-
риферийной области н двукратное превышение максимальной плотности оро-
шения над средней зоной башни) и сегрегация гранул по размерам по се-
чению башни, что вследствие ухудшения теплообмена приводит к необходи-
мости снижения производительности. Различный напор плава у отверстий,
находяшихся на разных уровнях, и высокие скорости вылета (более 5 м/с)
ухудшают равномерность дробления струн. Выход струи по касательной к
поверхности вращающегося конуса, одностороннее се сжатие и вихревое дви-
жение воздуха вблизи разбрызгивателя усложняют условия разрыва струи.
Угловые скорости вращения плава вблизи оси конуса и его стенки резко
различаются, причем тем больше, чем выше расход плава. Истечение плава
из верхнего ряда отверстий происходит не под действием центробежной си-
лы, а под действием гидростатического давления с гораздо меньшей скоро-
стью, чем из нижнего ряда. При этом усиленно орошается сравнительно уз-
кое кольцо поперечного сечення башнн.
Для повышения производительности и улучшения распреде-
ления нагрузки по сечению башни предложен секционный
разбрызгиватель с вращающимися радиальными пере-
городками (рис. 9.34). Перегородки придают плаву вращатель-
ное движение с угловой скоростью, соответствующей скорости
вращения перфорированной оболочки, поэтому центробежный
напор возрастает, и скорость истечения струи в верхней части
Рис. 9.33. Сушилка-гранулятор фонтанирующего слоя со встречными струями
для гранулирования растворов:
1 — завихритель; 2 —корпус аппарата; 3 — сопло; 4—трубчатая вставка; 5 — пневмати-
ческая форсунка
180
Рис. 9.34. Секционный центро-
бежный разбрызгиватель:
1 — привод вала; 2 — подшипники;
3 —шарнир Гука; 4 — патрубок для
подвода плава; 5 — фланец; 6 — вал
подвески; 7 — опора; 8 — втулка;
9 — радиальные лопасти; 10 — пер-
форированная оболочка: 11 — пье-
зометр для контроля нагрузки
Рис. 9.35. Разбрызгиватели плава:
а — статический леечный гранулятор: 1 — корпус гранулятора; 2 — перфорированное дни-
ще; б — акустический виброразбрызгиватель: 1 — корпус гранулятора; 2 — сопло; 3 —
пластина; 4 — ситчатый фильтр; 5 — перфорированное диище
разбрызгивателя увеличивается. Такая конструкция позволяет
в 1,5—2 раза увеличить производительность центробежного
разбрызгивателя, более равномерно распределить плав и умень-
шить слабоорошаемое сечение центра башни до 5—7% от ее по-
перечного сечения. Для башен диаметром 16 м рекомендуются
разбрызгиватели диаметром 200—300 мм и высотой 350 мм с
отверстиями диаметром 1,25—1,35 мм. Производительность та-
кого аппарата достигает 60 т/ч, что соответствует средней плот-
ности орошения около 300 кг/(м2 -ч).
Более равномерный гранулометрический состав по сравне-
нию с составом из центробежных распылителей дают стати-
ческие разбрызгиватели леечного типа (рис. 9.35, а).
Для таких разбрызгивателей рекомендуются выпуклые днища
диаметром 0,4—0,5 м. При статическом напоре плава 1,1 м ско-
рость истечения достигает 5 м/с, а диаметр орошаемой площади
составляет 3—3,5 м. Для обслуживания одной грануляционной
башни в ее верхней части устанавливают 5—6 леечных грану-
181
Рис. 9.36. Разбрызгиватель с вибри-
рующим корпусом:
/ — трубный распределитель; 2 — вибра-
тор; 3 — душевые элементы-. 4 — плита ду-
шевого элемента
Рис. 9.37. Разбрызгиватель с подвесным стержнем:
сопло; 2 — обогревающий элемент; 3 — перелив; 4 — подвесной стержень; 5— виб-
ратор
ляторов. Такая компоновка позволяет улучшить равномерность
орошения и довести его до 500—600 кг/(м2-ч), а также дает
возможность чистить последовательно по одному разбрызгива-
телю без остановки башни.
Равномерность дробления струи увеличивается при наложе-
нии вибраций определенных параметров на жидкость или воз-
душную среду, в которой происходит дробление струй. На
рис. 9.35,6 приведена конструкция акустического раз-
брызгивателя. В его корпусе установлена специальная
пластина, которая при взаимодействии с поступающим плавом
генерирует акустические колебания, воздействующие на истека-
ющие струи. Ситчатый фильтр, установленный в разбрызгива-
теле, позволяет увеличить продолжительность безостановочной
работы.
Колебания можно не только накладывать на саму жидкость,
но и передавать их через корпус разбрызгивателя (рис. 9.36).
Плав вытекает из душевых элементов через отверстия с остры-
ми кромками. Душевые элементы размещены на нижней сто-
роне трубного распределителя, на который накладывают виб-
рации с частотой 300—1400 Гц. Скорость истечения поддержи-
вают в пределах 1,5—6 м/с.
Предложен разбрызгиватель в форме вертикального сосуда
с постоянным уровнем плава. В дно сосуда ввернуты сопла, по
оси которых помещен подвешенный стержень (рис. 9.37). На-
кладываемые на стенки сосуда колебания с частотой 50 Гц и ам-
плитудой 0,2—0,6 мм передаются также подвешенному стерж-
ню, что способствует равномерному дроблению струй и предот-
вращает кристаллизацию плава в сопле.
Уменьшение вероятности кристаллизации плава вблизи соп-
ла достигается сохранением здесь высокой температуры плава,
чем и обеспечивается увеличение продолжительности работы
распылителя между очередными чистками. На рис. 9.38 пока-
182
заны конструкции трубчатых статических разбрызгивателей с
подогревом и изоляцией. Ламинарность струй достигается уве-
личением отношения длины отверстия истечения к его диамет-
ру. Зону дробления струй защищают от воздействия холодного
воздуха ограничивающей стенкой высотой 1,5 м (рис. 9.39). Этот
прием способствует также улучшению качества гранул. Обогрев
верхней части грануляционной башни задерживает затвердение
вещества, позволяя сформироваться гладким сферическим кап-
лям. С этой же целью вблизи разбрызгивателей создают спо-
койную нагретую зону, для чего отработанный воздух выводят
из башни на 5—6 м ниже разбрызгивателей.
Разбрызгиватели формируют размер капель, которые далее
должны превратиться в твердые частицы. Для осуществления
процесса кристаллизации используют грануляционные башни
(полые или с насадкой в нижней части) и сосуды, наполненные
инертной жидкостью. Грануляционная башня представ-
ляет собой железобетонный или металлический корпус диамет-
ром 10—20 м и высотой до 100 м, в котором наверху размеще-
ны разбрызгиватели плава и воздухоотводные устройства,
а внизу — щели для забора воздуха и устройство для выгрузки
гранул. Для хорошего распределения воздух можно вводить че-
рез перфорированный конус. Конус одной из башен состоит из
наклонных кольцевых ступеней, расположенных с промежутка-
ми, через которые поступает воздух, нагнетаемый вентилято-
рами. Ближе к стенке башни подают слегка нагретый воздух,
а ближе к центру — охлажденный. Это позволяет постепенно
охлаждать более крупные гранулы, летящие ближе к перифе-
рии башни, оборудованной центробежным разбрызгивателем.
Затвердевшие гранулы, достигая низа башни, ударяются о
коническую часть и скатываются на днище, а затем скребком
перемещаются к выгрузочной щели. Для уменьшения налипа-
ния незатвердевшего материала на стенки и конусы башни их
футеруют полимерными пленками или листами фторопласта.
Рис. 9.38. Статические трубные разбрызгиватели:
а — с изоляцией: J — корпус; 2 — изоляция; 3 — сопло; б — с обогревом: 1 — корпус тру-
бы; 2 — корпус рубашки; 3 — разделительная перегородка; 4 — сопло
Рис. 9.39. Схема расположения в башне перегородки, экранирующей разбрыз-
гиватели:
1 — корпус башни; 2 — экранирующая перегородка; 3 — разбрызгиватели
183
Применяют также вибрационные устройства. В нижней части
башни устанавливают специальный металлический каркас, не
соединенный с ее корпусом. На таком каркасе монтируют сталь-
ной конус, состоящий из четырех поясов, каждый из которых
закреплен на каркасе подвесками. На трех.верхних конусах
имеются периодически работающие вибраторы, на участках
наибольшего налипания на конус укладывают металлический
прут, отбивающий наросты при включении вибраторов. Приме-
нение виброконуса позволяет значительно упростить эксплуата-
цию башен.
Успешно используют в производстве азотных удобрений
башню со встроенным в нижней части аппаратом с псев-
доожиженным слоем [ПО], что позволяет в 1,5 раза
сократить высоту полета гранул, в 5—8 раз повысить плотность
орошения и устранить налипание продукта. Подача воздуха че-
рез псевдоожиженный слой позволяет к тому же равномерно
распределять его по сечению башни. Полузатвердевшие грану-
лы попадают на поверхность псевдоожиженного слоя, в котором
охлаждаются до требуемой температуры и выгружаются из ап-
парата. Для интенсификации процесса охлаждения снижают
высоту падения гранул и увеличивают скорость воздуха, кото-
рый сначала используют для создания псевдоожиженного слоя,
а затем для омывания падающих гранул.
Псевдоожиженный слой может состоять как из гранул про-
дукта, так и из инертного материала. В последнем случае необ-
ходима дополнительная очистка выгружаемого продукта, осу-
Рис. 9.40. Типовые башни с псевдоожиженным слоем:
а —с одноступенчатым псевдоожиженным слоем: 1—выгрузочные течки; 2— патрубки
для подачи воздуха; 5 — аппарат с псевдоожиженным слоем; 4 — щели для подсоса воз-
духа; 5 — корпус башни; 6— разбрызгиватель; 7 — патрубки для отвода отработанного
воздуха;
б — с двухступенчатым псевдоожиженным слоем: 1 — затвор-мигалка; 2 — патрубки для
подачи воздуха; 3 — патрубок для выгрузки гранул; 4 — переточная труба; 5 — газорас-
пределительная решетка; 6 — отбойный конус
184
Рис. 9.41. Схемы потоков гранул в одноступенчатом двухзональном псевдо-
ожиженном слое грануляционной башни
ществляемая обычно рассевом. Схемы типовых башен с одно-
и двухступенчатым псевдоожиженным слоем приведены на
рис. 9.40; возможные схемы потоков гранул в одноступенчатом
двухзональном псевдоожиженном слое башни видны на
рис. 9.41.
Серьезными вопросами эксплуатации башен являются обра-
зование и унос пыли. Наблюдения показывают, что основная
часть пыли находится вблизи разбрызгивателя. Источниками об-
разования пыли являются мелкие капли при обычном дробле-
нии жидкости и при нарушении режима дробления, т. е. обра-
зованные соударением струй или дополнительными возмуще-
ниями, а также истирание в псевдоожиженном слое. Выравни-
вание гранулометрического состава частиц наложением вибра-
ции при разбрызгивании, создание высококачественных раз-
брызгивателей и тщательное соблюдение правил их эксплуата-
ции позволит уменьшить унос.
В промышленных грануляционных башнях, где скорость воз-
душного потока изменяется в пределах 0,3—0,4 м/с, унос пыли
обычно составляет 1—2 кг/т. В башнях с псевдоожиженным
слоем скорость воздуха возрастает до 1,5—2,0 м/с, и при том же
фракционном составе получаемых гранул унос пыли неизбежно
возрастает, что недопустимо, поскольку в промышленных баш-
нях пыль не улавливается.
Унос пыли полностью устранен в аппаратах с инерт-
ной жидкостью. Кроме того, эти аппараты более ком-
пактны и производительны по сравнению с башнями, что обу-
словлено улучшенным теплообменом. К недостаткам аппарата
следует отнести необходимость отделения гранул продукта от
инертной жидкости, ее охлаждения и возвращения в цикл, что
связано с дополнительными затратами.
Аппарат представляет собой цилиндро*коническую емкость, заполненную
маслом. Сверху установлен центробежный разбрызгиватель, образующий кап-
ли, которые под действием собственного веса проходят слой масла,
охлаждаются, омасливаются и собираются в нижней части конуса. Аппарат
13—631
185
Рис. 9.42. Гранулятор с инертной жидкостью:
с центробежным разбрызгиванием рабочего потока: 1 — корпус; 2 — инертная жид-
кость; 3 — разбрызгиватель; 4 — патрубок для возврата охлажденной инертной жидкости;
б —с жидкостным дроблением (диспергированием): / — корпус; 2 — инертная жидкость;
•3 — мешалка; 4 — сливной патрубок; 5 — форсунки, образующие конические пленки жид-
кости; 6 — патрубок для подачи плава; 7 — патрубки для выгрузки продукта
снабжен затвором для выгрузки продукта и патрубком для возврата реге-
нерированного масла (рис. 9.42, а).
Значительная интенсификация процесса достигается при прокачке масла
через аппарат снизу вверх со скоростью, обеспечивающей псевдоожижение
гранул. Выгрузку в этом случае осуществляют на уровне зеркала слоя,
а днище аппарата выполняют в виде распределительной решетки.
На рис. 9.42, б показана схема гранулятора с движущейся инертной
жидкостью. Жидкость приводится в движение мешалкой. Гранулируемая
жидкость в виде конических пленок поступает в аппарат, где она под воз-
действием потока инертной жидкости турбулизуется и дробится на капли,
которые по спиральным траекториям опускаются на дно сосуда, откуда вы-
гружаются через шлюзовое устройство. Аппарат снабжен патрубками для
.подпитки н слива инертной жидкости. Чем меньше скорость вращения мешал-
ки и чем дальше она расположена от уровня жидкости, тем крупнее грану-
лы продукта. Аппарат пригоден для гранулирования из вязких, загрязнен-
ных, плохо диспергируемых жидкостей.
9.7. Прессы, таблетмашины, экструдеры,
формователи
Прессы. Первые установки для прессования порошковых ма-
териалов предназначались в основном для угольной промыш-
ленности [67]. В 1967 г. НИИхиммаш разработал опытно-про-
мышленный валковый пресс для получения гранулированного
сульфата аммония методом уплотнения.
Пресс состоит из бункера и двух валков диаметром 0,520 м, установлен-
ных в опорных корпусах подшипников. Каждая опора валка установлена на
паре двухрядных радиально-сферических подшипников с лабиринтными
уплотнениями. Для предотвращения поломки валков в процессе работы из-
за попадания металлических включений и других посторонних предметов кор-
пуса подшипников валков могут перемещаться по раме валкового пресса.
Регулирование или изменение зазора между валками осуществляется с по-
мощью металлических прокладок, устанавливаемых между корпусами под-
шипников.
186
Давление на валки передается с помощью гидроцилиндров односторон-
него действия: на каждый корпус подшипников по два гидроцилиндра. Вал-
ковый пресс и его привод смонтированы на отдельных рамах. Пресс оснащен
гидравлической системой для создания необходимого усилия на плунжерах
гидроцилиндров. В случае превышения рабочего давления в гидросистеме
срабатывает предохранительный клапан, который снабжен регулировочным
винтом для настройки на заданное давление.
Ниже приведена техническая характеристика валкового пресса:
Производительность по прессовке, т/ч 9
Ширина валка, м 0,45
Диаметр валка, м 0,52
Частота вращения валка, мин-1 30—39
Усилие прессования на валках, МН (тс) 2,0 (200)
Толщина ленты после пресса, мм 2—6
Мощность привода валков, кВт НО
Давление в гидросистеме, МПа:
максимальное 30,0
рабочее 25,0
В процессе эксплуатации опытно-промышленного валкового пресса был
выявлен ряд недостатков конструкции, а именно: низкая производительность,
большие технологические просыпи порошкообразного материала нз-за отсут-
ствия торцевых уплотнений в приемном бункере, а также недостаточная на-
дежность четырехрядных конических роликоподшипников.
В 1969 г. НИИхиммаш разработал эскизные проекты валко-
вых прессов производительностью по прессовке 25 и 35 т/ч с
диаметром валков соответственно 0,82 и 0,92 м. По конструк-
ции эти валковые прессы не отличаются принципиально друг
от друга.
Пресс представляет собой машину с одной парой валков, установлен-
ных в литой станине на сферических роликоподшипниках, корпусы которых
удерживаются сверху траверсами. Приводы валков раздельны и оснащены
каждый асинхронным двигателем 10-104-6М (У—200 кВт, п=980 об/мин)
с клиноременной передачей. Вращение на валки передается зубчатыми
муфтами илн универсальными шпинделями. Гидравлическая система валко-
вых прессов выполнена в виде самостоятельного узла. Давление в гидроси-
стеме достигает 32,0 МПа.
Сравнительные технические показатели валковых прессов
приведены ниже:
Диаметр валков, м
Длина валка, м:
общая
рабочая
Суммарная мощность приводов, кВт
Производительность (по прессовке), т/ч
Габаритные размеры, м:
длина
ширина
высота
Частота вращения валка, мин-"1
Линейная скорость, м/с
Усилие на валке, МН (тс)
Масса установки (с приводами), т
0,92
1,2
1,1
400
35
7,55
4,6
1,85
25—36
1,25—1,8
6,6 (660)
34
0,82
1,0
0,9
400
25
7,40
4,5
1,70
25—36
1,1—1,6
5,4 (540)
31
13*
187
К недостаткам валковых прессов, разработанных НИИхим-
машем, следует отнести сравнительно низкую производитель-
ность, а также большое количество просыпи, обусловленное
конструкцией приемного бункера.
Создание рациональной конструкции бункера имеет большое значение
как для снижения отходов, так н для обеспечения возможности изготовления
прессованных материалов с различными свойствами. Одно из требований к
конструкции бункерных устройств заключается в том, чтобы при изменении
расстояния между валками не образовывались боковые зазоры, в которые
просыпается порошок.
Бункерное устройство отечественных валковых прессов устанавливают
над валками, оно состоит из двух боковых стенок и двух перегородок, зажа-
тых между ними. Боковые стенки имеют в нижней части фасонную вырезку
радиусом, соответствующим радиусу валка. При работе пресса нижняя часть
боковых стенок быстро изнашивалась с образованием зазора и, как следст-
вие, с увеличением количества просыпающегося порошка.
Фирма «Сают-—Конрер» (Франция) выпускает прессы для
установок по переработке хлорида калия, фосфатов, фосфорно-
калийных удобрений на основе томасшлаков и других порош-
кообразных удобрений. Эти установки отличаются высокой
производительностью: 50—80 т/ч брикетов или 12—40 т/ч гра-
нул (в зависимости от требуемого гранулометрического состава
готового продукта). В зависимости от развиваемого усилия
различаются прессы: низкого (15 кН/см, т. е. 1,5 тс/см), сред-
него (40—50 кН/см, т. е. 4—5 т/см) и высокого (до 200 кН/см,
т. е. 20 тс/см) давления.
Валковый пресс фирмы «Сают — Конрер» состоит из двух формующих
валков. Вцпускаются прессы двух типов: первый — с коваными валками, на
которые устанавливают бандажи с ячейками (эти валки обладают большой
жесткостью и прочностью и используются для прессов высокого давления);
второй — с коваными валками меньшего диаметра, с полыми ребристыми от-
ливками, на которых крепят бандажи. Эти валки устанавливают на прессах
низкого давления. Для изготовления бандажей используют кованые стали
различного химического состава. Форма ячеек в бандажах определяется фи-
зико-механическими и физико-химическими свойствами прессуемого мате-
риала.
Формующие валки устанавливают на выполненные из специальной брон-
зы вкладыши с внутренней циркуляцией воды для охлаждения или на двух-
рядные самоустанавливающиеся роликоподшипники тяжелой серии. В по-
следнем случае можно прессовать порошки при очень высоких нагрузках.
Один из формующих валков установлен в подшипниковых узлах таким
образом, что перемещение его по горизонтальной оси при вращении исклю-
чается. Другой же формующий валок имеет возможность перемещаться по
своей оси. Этот валок поджимается гидравлическими цилиндрами, соединен-
ными с насосом. Гидравлическая система может включать один илн несколь-
ко гидроаккумуляторов, обеспечивающих постоянное давление при работе
пресса. Формующие валки, подшипниковые узлы и гидравлическую систему
располагают в станине. В приемном бункере монтируют различной конструк-
ции распределители материала.
На отечественных заводах по производству гранулированного хлорида
калия используют в основном прессы, поставляемые фирмой «Цемаг» (Герма-
ния). Ниже приводятся их основные технические показатели:
Размеры валков, м:
диаметр 1,00
длина 1,25
188
Максимальное усилие прессования, МН (тс) 5,0 (500)
Скорость вращения, м/с 1,3
Мощность привода, кВт 2x200
Пресс включает два валка из кованой стали, установленных на подшип-
никах, гидравлические цилиндры для перемещения одного из валков, прием-
ный бункер.
Фирма «Гумбольдт» (Германия) выпускает оборудование для получения
брикетов и гранулированных продуктов нз угля, соли, руды, оксида алюми-
ния и других порошкообразных материалов. В зависимости от производи-
тельности и требуемых физико-механических свойств готового продукта фир-
ма изготовляет прессы с гладкими и ячейковыми валками.
Ниже приводятся основные технические характеристики
пресса с гладкими валками, используемого в производстве фос-
форно-калийных удобрений на Кедайнском химическом заводе:
Размеры валка, м:
диаметр 0,9
длина 1,2
Скорость вращения валков, м/с 0,8
Мощность привода, кВт 2X200
Фирма «Гумбольдт» предлагает уплотнители с ячейковыми вальцами для
прессования любого порошкообразного материала, включая пыль из систем
пылеулавливания. Выпускаемые вальцевые уплотнители отличаются только
основными габаритными размерами, массой и соответственно мощностью при-
вода. Они состоят из двух формующих валков, приемного бункера и гидро-
системы, установленных на станине. Электродвигатель с редуктором монти-
руется на отдельной раме.
Один из валков занимает фиксированное положение и опирается нд под-
шипники в корпусе прямоугольной формы, устанавливаемые с одной стороны
станины на специальных направляющих. Второй валок при работе пресса мо-
жет перемещаться.
В зависимости от производительности валки могут быть оснащены од-
ним или двумя барабанами, на которых отдельные сегменты закрепляются
болтами. Такую конструкцию вальцев целесообразно использовать при об-
работке высокоабразивных материалов, так как при износе сегменты легко
заменить. Сегменты могут иметь различную форму и размеры. Объем вы-
пускаемых брикетов — от 0,005 до 0,2 м3. В случае необходимости вальцы
можно охлаждать или нагревать. Давление прессования и регулирование за-
зора между вальцами обеспечиваются гидропневматической системой.
Анализируя описанные конструкции, следует отметить, что
основным недостатком уплотнителей с ячейковыми валками яв-
ляется низкая эффективность при прессовании адгезионноак-
тивных материалов, а вальцевые уплотнители с гладкими вал-
ками не рационально использовать для переработки тонкодис-
персных порошковых материалов (с частицами диаметром ме-
нее 0,1 мм).
Таблетмашины. Таблетирование представляет собой процесс
получения методом прессования изделий или полуфабрикатов в
виде таблеток или брикетов из сыпучих или волокнистых ма-
териалов. Таблетирование широко распространено в медицин-
ской и пищевой промышленности, в производстве керамических
изделий и порошковой металлургии. Подробное изложение ре-
комендаций .по выбору параметров, условий таблетирования
189
различных химических продуктов, а также и оборудования для
реализации процесса, приведено в работе [160]. Как отмечает-
ся в ней, для изготовления таблеток из сыпучих материалов ис-
пользуются роторные, кривошипные и гидравлические табле-
точные машины.
Роторные и кривошипные таблеточные машины имеют меха-
нический или гидравлический привод исполнительных механиз-
мов, выполняющих операции прессования и выталкивания таб-
леток.
Принцип действия роторных таблеточных машин сводится к
следующему. Несколько комплектов пресс-инструмента распо-
ложены по периферии ротора. При его непрерывном вращении
специальные толкатели с закрепленными в них пуансонами по-
следовательно вступают во взаимодействие с неподвижными ко-
пирами и роликами, благодаря чему осуществляются необходи-
мые перемещения этих органов. В определенных зонах в мат-
рицы, установленные в роторе, вводится таблетируемый мате-
риал, а изготовленные таблетки выталкиваются из матриц и
отбойной планкой направляются в сборник таблеток. Таким
образом, в роторных таблеточных машинах непрерывное транс-
портное движение объекта обработки совмещается с выполне-
нием операций технологического цикла. Благодаря этому ро-
торные таблеточные машины имеют высокую производитель-
ность, что и обусловило их широкое использование для массо-
вого изготовления таблеток.
Ниже в качестве примера приведены технические характери-
стики роторных таблетмашин РТМ [160]:
Показатель РТМ-12 РТМ-41
Усилие прессования, кН (тс) 80 (8) 60 (6)
Диаметр таблетки, мм 14 16
Число позиций 12 41
Производительность, тыс. шт/ч 23 209
Мощность двигателя, кВт 2,2 4,0
Масса, кг 822 1600
Кривошипные таблеточные машины имеют кривошипный
или коленно-рычажной механизм. Кривошипные механизмы
позволяют развивать весьма значительные усилия, вследствие
чего эти таблеточные машины чаще всего применяются при
прессовании изделий из металлических порошков.
При изготовлении крупных таблеток обычно используют
гидравлические таблеточные машины. Они представляют собой
гидравлические прессы колонного типа с горизонтальным рас-
положением оси машины, с индивидуальным гидроприводом и
автоматизированной системой загрузки-выгрузки. Использова-
ние гидравлического привода позволяет получать таблетки (бри-
кеты) массой до нескольких килограммов при сравнительно ма-
лых габаритах машин.
Экструдеры. Предназначены для гранулирования пастооб-
разных продуктов. В зависимости от способа формования гра-
190
Паста
Рис. 9.43. Гранулятор ФШО 15 КОГ:
1 — электродвигатель; 2 — редуктор; 3 — вал; 4 — корпус; 5 —
фильерная решетка; 6 — протирочная головка; 7 — замковое
устройство; 8 — роторный нагнетатель; 9 — гильза; 10 —
шнек (А—А — увеличено)
нул (жгутов) различают шнековые и роторные экструдеры. На
рис. 9.43 представлена схема гранулятора ФШ 015К ОГ [161].
При работе материал поступает в загрузочную зону экструдера, захва-
тывается роторами запитывающего устройства 4 и подается в межвитковое
пространство шнека. С помощью шнека 3 и протирочной головки 6 материал
экструдируется через фильерную решетку 5. Как отмечается в работе [161],
получаемые жгуты под действием собственного веса обламываются и пада-
ют на движущуюся ленту транспортера-раскладчика, за счет маятникового
движения которого гранулы равномерно распределяются по ленте сушилкн.
Ниже приводится техническая характеристика гранулятора ФШ015КОГ:
Производительность, т/ч
Диаметр гранул, мм*
Диаметр шнека, м
Частота вращения шнека, с-1
Мощность привода, кВт
Масса, т
0,5
5
0,15
0,32; 0,48
7,5
1,3
* Длина гранул не регламентируется.
Одним из недостатков экструдеров является их низкая про-
изводительность. К числу неоспоримых преимуществ экструде-
ров относится только им присущая возможность реализации
таких процессов гранулирования, в которых задаются особо же-
сткие требования к гранулам по геометрии, размерам и прочно-
сти. В частности, гранулы такой формы, как трубчатая и коль-
цевая можно получить только экструзией.
В процессе экструзии выдавливание материала через филье-
ру обеспечивает лишь первую стадию с получением жгутов-за-
готовок, которые далее должны быть разделены на гранулы.
191
Рнс. 9.44. Формователь Пермского политехническо-
го института:
{ чаша; 2 — бегуны; 3 — перфорированная решетка;
ШихП10 < газораспределительная решетка; 5—привод вала бе-
Гунов
Наиболее распространенным устройством для резки жгутов яв-
ляется механический перьевой нож, устанавливаемый в виде
съемного узла на корпусе экструдера или на специальных опо-
рах [161]. Применяют также струны, сжатый воздух.
Формователи. Принцип работы формователей заключается в
продавливании предварительно пластифицированного материа-
ла через формующую решетку вращающимися бегунами. На
рис 9.44 представлена принципиальная схема установки для
гранулирования катализаторных паст, сорбентов и других ми-
неральных и органических продуктов методом формования,
разработанная Пермским политехническим институтом [162].
Формующий гранулятор представляет собой обечайку с перфорирован-
ным днищем, иа котором смонтированы бегуны с приводом. Привод бегунов
осуществляется от моторредуктора через центральный вал. Для конвектив-
ной обработки гранул автор разработки рекомендует использовать аппарат
кипящего слоя с беспровальной решеткой. Ниже приводится техническая ха-
рактеристика установки:
Производительность, т/ч
Выход гранул фракции 1—4 мм, %
Диаметр формующей решетки гранулятора, м
Сечение формующей решетки, %
Частота вращения вала, об/мии
Мощность привода гранулятора, кВт
20
90—95
1,5
27
20
20
Как указывают авторы разработки, благодаря совмещению в одной уста-
новке двух высоконнтенсивных процессов формования и конвективной обра-
ботки в псевдоожиженном слое, а также достижению равномерного грану-
лометрического состава получаемого продукта, установка отличается высокой
удельной производительностью при низких капитальных вложениях на ее
внедрение.
Дзержинским филиалом НИИхиммаша разработан ряд фор-
мователей роторного типа. На рис. 9.45 представлена схема
формователя с вращающейся фильерной решеткой [161].
%
Внутри цилиндрической фильерной решетки 1 расположены распредели-
тель 4 и обойма с вращающимися роликами 3. В процессе формования ис-
ходный материал подают во внутреннюю полость вращающейся фильерной
решетки, где он, попадая под ролики 3, продавливается через отверстия, пос-
ле чего срезается ножами 2 и 5, прилегающими к наружной стороне решет-
ки. Дня восстановления в процессе эксплуатации необходимого зазора меж-
ду валками и фильерной решеткой оси валков выполнены эксцентричными,
что обеспечивает регулирование зазора их поворотом с последующей фик-
сацией.
9.8. Опыт эксплуатации и направления
совершенствования конструкций грануляторов
Из описанных в данном разделе разнообразных аппаратов
для промышленного применения следует рекомендовать преж-
де всего наиболее надежные и удобные в эксплуатации, т. е.
аппараты, не требующие больших трудозатрат, имеющие ма-
лое число отказов и длительный пробег между ремонтами. При-
чины отказов делятся на две категории: поломки отдельных
193
узлов, связанные с некачественным изготовлением и ремонтом
(механическая надежность), и несоответствие режима работы
требуемому на данной стадии качеству продукта, возникающее
без внешнего воздействия (технологическая надежность).
Большую механическую надежность имеют грануляторы
простой конструкции. В этом смысле перспективны аппараты с
псевдоожиженным слоем и башни. Вращающиеся барабаны и
в особенности валковые прессы, таблетмашины чаще находят-
ся в текущем ремонте и требуют более квалифицированного
обслуживания. Основные поломки, например, в барабанах: об-
рыв встроенных устройств, разгерметизация, износ бандажей,
шестерен, редуктора; в прессах: износ валков, системы гидро-
поджима, подшипников.
Технологическая надежность грануляторов определяется их
функциональным назначением как аппаратов, способствующих
когезии материала с целью получения частиц определенных
размеров. При этом естественно, что происходит адгезия к стен-
кам аппарата. Главным образом это и сказывается на техно-
логической надежнова-и грануляторов. Их чистка, например в
туковой промышленности, занимает 0,1—1% времени простоев
линии, а в некоторых производствах по схеме с АГ — до 6—9%.
Предотвращение налипания материала на стенки аппара-
та— основной способ увеличения наработки на отказ грануля-
торов. Это достигается переносом места обработки влажного
материала внутрь аппарата с удалением влаги до соприкосно-
вения гранул со стенкой. Например, орошение шихты в ока-
точном барабане или на тарелке производят в верхней части
так, чтобы влажная гранула «обросла» частицами еще в ска-
тывающемся слое. Расход жидкости и ее распределение по
длине барабана должны обеспечить удаление влаги с поверхно-
сти частиц с учетом кинетики процессов ее поглощения массой
гранулы, испарения, охлаждения и т. п. С той же целью при-
меняют интенсивное перемешивание реагентов и теплоносите-
ля. Примером является узел смешения топочных газов, ретура
и пульпы в головной части БГС (см. рис. 9.13). Такая конст-
рукция обеспечивает равномерное смачивание ретура, интен-
сифицирует тепломассообмен, понижая одновременно темпера-
туру топочных газов, что предотвращает плавление, налипание,
а иногда и разложение материала, т. е. увеличивает надежность
работы аппарата.
Особое значение имеет распределение жидкости по поверхно-
сти гранул, т. е. предотвращение локальных переувлажнений.
Достигается это совершенствованием конструкции и работы дис-
пергаторов. Надежность работы форсунки оценивается време-
нем ее стабильной работы, возможностью чистки и регулирова-
ния режима распыливания. Отказы в работе механических фор-
сунок вызваны, главным образом, забиванием сопла механичес-
кими примесями или кристаллизацией в нем диспергируемого
вещества. С ростом производительности механической форсун-
194
Рис. 9.46. Конструкции форсунок и деталей:
а — пневматическая форсунка: 1 — ввод теплоно-
сителя; 2 — ввод жидкости; 3 — ввод распыливаю-
щего агента; б — сопло механической форсунки:
/ — металлический корпус; 2 — фторопластовый
вкладыш
ки, вызванным увеличением давления жидкости и диаметра сои-
ла, надежность ее работы возрастает.
Нарушение работы пневматических форсунок происходит
вследствие забивания кристаллами канала, подводящего рас-
пиливающий агент. Вблизи устья форсунки образуется зона
разрежения, в которую подсасываются мелкие частицы, оседа-
ющие на горячей поверхности сопла, что приводит к изменению
режима распыливания. Подобное явление наблюдается при
обдуве механических форсунок теплоносителем.
Чтобы устранить зарастание форсунок, последние экраниру-
ют от воздействия горячего газа, поддувая в него холодный
распыливающий агент (рис. 9.46,а). Однако это увеличивает
вероятность кристаллизации вещества из жидкости в канале
форсунки. Другой путь устранения зарастания — изготовление
сопел форсунок из материала, неадгезионного по отношению к
гранулируемому материалу. Конструкция такого сопла для ме-
ханической форсунки с обдувом приведена на рис. 9.46, б.
Общепринято экранирование поверхности аппаратов слоем
гранулированного продукта, что достигается увеличением ре-
турности. Наиболее эффективна внутренняя циркуляция мате-
риала, которая, например в БГС, обеспечивается обратным
шнеком, создающим заполнение барабана материалом и его об-
мен. Увеличение степени заполнения БГС до 13—15% в сочета-
нии с оптимальным режимом сушки позволяет устранить коль-
цеобразное зарастание барабана в хвостовой зоне жидкостного
факела, куда сдуваются недосушенные частицы. Чистка таких
аппаратов между ремонтами практически полностью исклю-
чается.
Решающее влияние на надежность гранулятора оказывает
то, насколько его тип соответствует осуществляемому процесс)'
с учетом исходного сырья. Так, для гранулирования сухих по-
195
рошков оптимальным является прессование; для влажных —
окатывание. Окатывание совместно с химической реакцией осу-
ществляют во вращающемся барабане. Для вязких материалов
более подходят лопастные аппараты. Гранулирование из рас-
творов и пульп сопровождается сушкой в аппаратах БГС и с
псевдоожиженным слоем. Плавы гранулируют методом раз-
брызгивания в аппаратах с инертной средой.
Выбор конструкции аппарата внутри группы, обеспечиваю-
щей одинаковый механизм гранулообразования, зависит от фи-
зико-механических и химических свойств сырья и продукта. Так,
из очень влажных пульп успешно получают гранулы в аппарате
с псевдоожиженным слоем и верхней подачей пульпы и тепло-
носителя. При средней влажности (25—35%) применим БГС,
при влажности менее 25% хорошо зарекомендовал себя аппарат
с псевдоожиженным слоем и боковой подачей пульпы.
Рассмотрение только внутренних причин отказов гранулято-
ров не дает полной картины их работы, поскольку они функ-
ционируют в технологической линии совместно с другими аппа-
ратами. Изменение параметров работы практически любого
узла линии прямо или косвенно влияет на процесс гранулиро-
вания. Следовательно, для полной оценки работы узла грану-
лирования, выбора конструкции аппарата и режима его рабо-
ты необходимо рассматривать всю совокупность процессов по-
лучения гранулированного продукта.
Глава 10
ГРАНУЛИРОВАНИЕ В СИСТЕМЕ ПРОЦЕССОВ
ФОРМИРОВАНИЯ КАЧЕСТВА ПРОДУКЦИИ
Знание рассмотренных в предыдущих разделах закономер-
ностей процессов гранулирования позволяет определить наибо-
лее благоприятные параметры, обеспечивающие получение час-
тиц требуемых размеров и структуры. Однако продукт харак-
теризуется и другими показателями качества. Они формируют-
ся на иных стадиях технологии, но существенно влияют на про-
цессы гранулирования. Более того, в зависимости от сопряжен-
ных с гранулированием процессов должны выбираться не толь-
ко его режимы и аппаратурное оформление, но и механизм гра-
нулообразования.
Следовательно, выбор и оптимизацию процессов гранулиро-
вания необходимо осуществлять с учетом совокупности спе-
цифических условий данной технологии. Одной из действенных
методологий исследования сложных объектов является систем-
ный подход. Он охватывает группу методов, с помощью кото-
рых реальный объект описывается как совокупность действую-
щих компонентов. Декомпозицию системы на составляющие
196
осуществляют в зависимости от особенностей объекта, целей и
возможностей исследователя.
Подсистемы выделяют из логических предпосылок и прак-
тической целесообразности таким образом, чтобы они обладали
внутренней структурой и представляли образования, характери-
зующиеся большей устойчивостью, чем система в целом. Конеч-
ная цель функционирования технологической системы — полу-
чение продукта заданного качества — может быть достигнута
осуществлением совокупности процессов, которые наиболее це-
лесообразно сгруппировать по признаку формирования одного
из показателей качества конечного продукта.
10.1. Структура и эффективность функционирования
системы получения гранулированных продуктов
Показатели качества гранулированного продукта условно
можно разделить по стадиям их формирования на три катего-
рии: до процесса, гранулирования; непосредственно в момент
гранулообразования; после фиксации структуры гранул. Из
групп процессов, составляющих именно эти стадии, и склады-
вается основная ветвь системы получения гранулированного
продукта.
Обязательным элементом современной технологической си-
стемы является подсистема очистки выбросов, формирующая их.
состав. Она прямо не участвует в процессах получения продук-
та, но существенно от них зависит. Чем совершеннее основные
процессы, тем меньше роль вспомогательных.
При такой структуре технологической линии центральной в
ней, естественно, является подсистема гранулирования, в кото-
рую входят также процессы, обеспечивающие упрочнение струк-
туры гранул (сушка, охлаждение и т. п.). В центральной подси-
стеме сосредоточены связи со всеми подсистемами, в зависимо-
сти от функционирования которых меняется и ее структура..
Очевидно, чем она сложнее, чем больше процессов в ней осу-
ществляется, тем в большей степени она должна быть защище-
на от неустойчивых воздействий внешней среды. Источниками
нестабильности процессов являются колебания физико-химиче-
ских свойств сырья, износ оборудования, погрешности ручных
приемов работы, изменяющиеся тепловые и динамические воз-
действия на обрабатываемый материал.
В зависимости от качества конечного продукта, используе-
мого сырья, степени отработанности процесса, наличия и со-
стояния того или иного вида оборудования, экологических,
условий в точке строительства завода и других показателей
возможны различные технологические схемы гранулирования.
Однако, несмотря на многообразие свойств гранулированных
продуктов и схем получения, в их технологии можно выделить
четыре группы процессов, каждая из которых служит достиже-
нию одной из следующих целей;
197
образование из сырья полупродукта (пульпа, паста, плав,
порошок и т. п.) заданного химического состава с частичным
удалением влаги;
образование гранул и упрочнение их структуры путем уда-
ления жидкой фазы;
выделение из гранулированного продукта товарной фракции
и обеспечение требуемых физических свойств; очистка выбра-
сываемых в окружающую среду продуктов от вредных приме-
сей.
Для примера рассмотрим структуру технологии гранулиро-
ванных удобрений. Их качество в основном характеризуется
химическим и гранулометрическим составом, влагосодержани-
ем, прочностью, слеживаемостью. Формирование этих свойств
идет на всех стадиях, однако, по наибольшему вкладу к первой
структурной группе процессов следует отнести тонкое измель-
чение сырья, смешение реагентов, химическое взаимодействие,
частичное или полное удаление влаги упариванием, разделение
твердой и жидкой фаз. Вторая группа — процессы гранулирова-
ния с последующей или одновременной стабилизацией структу-
ры гранул термическим или химическим методом. В третью
группу входят процессы, улучшающие потребительские свойст-
ва продукта без изменения структуры гранул, а именно рассев,
дробление, охлаждение, поверхностное модифицирование гра-
нул. Четвертая группа — процессы выделения из отходов га-
зообразных, жидких и твердых примесей исходного сырья и
продуктов его взаимодействия (абсорбция, отделение пыли
и пр.).
Все процессы технологической схемы получения гранулиро-
ванного продукта в той или иной мере влияют друг на друга,
т. е. являются элементами одной большой системы. Улучшение
работы одного элемента без учета его связей с другими часто
приводит к тому, что вся линия работает далеко не в оптималь-
ных условиях. Для повышения эффективности работы линий их
следует рассматривать как системы осуществляемых в них про-
цессов, для чего прежде всего необходимо выбрать критерий
эффективности функционирования.
Перед системой стоит многоцелевая задача: получение про-
дукта заданного качества, обеспечение определенной произво-
дительности и затрат сырья, энергии, труда. Эффективность вы-
полнения этой задачи характеризуется наиболее экономичным
и достаточно интенсивным превращением сырья в продукт тре-
буемого качества. Показатель эффективности функционирова-
ния системы оценивает степень ее приспособленности к выпол-
нению поставленной цели. Он должен: объективно характери-
зовать систему; иметь прямую связь с ее целевым назначением;
быть чувствительным к изменению основных параметров, доста-
точно простым и полно характеризующим качество работы си-
стемы; учитывать все основные особенности и свойства системы,
398
условия ее функционирования и взаимодействия с внешней сре-
дой.
Выбор показателя эффективности решает одну из следую-
щих задач: повышение качества продукции при постоянных за-
тратах и производительности; минимизация затрат или увеличе-
ние производительности при неизменных двух остальных пока-
зателях.
Для оценки качества продукции предложен [163] детерминированный
критерий аддитивно-мультипликативного вида:
mi m2
aj [уJ (X - У>и) J2 + 2 Ь-[ГJ W - Yi +
/=1 j=mi
m n
+ 2 Tj^min-nX)] + £ vHA'fe-Xto)2, (10.1)
i—m2 k— 1
где a.j, Кд Vk — весовые коэффициенты, характеризующие вклад данного
показателя в качество продукции; У3-„ — номинальные значения показателей
качества продукции; Хни — номинальные значения входных переменных си-
стемы.
Этот критерий имеет конкретное функциональное выражение при зада-
нии весовых коэффициентов, осуществляемом методом экспертных оценок.
Обычно для конечной продукции все показатели качества обязательны к вы-
полнению и имеют допустимые граничные значения. В связи с этим избыточ-
ность одного показателя качества не может компенсировать недостаток дру-
гого, и применение столь сложного критерия становится неправомерным.
Другой подход к оценке эффективности функционирования
системы или любого ее элемента заключается в определении
степени завершенности той или иной операции при условии
обеспечения требуемого на данном этапе переработки качества
продукта. Такую эффективность назовем технической (т]).
Максимальное ее значение равно 1. При т] = 0 система не рабо-
тает в режиме получения продукта заданного качества. Расчет-
ные формулы для некоторых типовых процессов приведены в
табл. 10.1.
Техническая эффективность рассмотренных процессов ха-
рактеризует лишь глубину превращения сырья в продукт тре-
буемого качества, но не учитывает затраты времени и энергии.
Так, все типы реакторов, применяемых в производстве аммо-
фоса, обеспечивают аммонизацию кислоты до требуемого мо-
лярного соотношения NH3: Н3РО4, т. е. их техническая эффек-
тивность равна 1. Однако производительность и затрачиваемая
мощность разные. Наиболее эффективно работает такой аппа-
рат, который обеспечивает заданное качество продукта при ми-
нимальных затратах энергии. В связи с этим целесообразно
оценивать эффективность процесса по количеству продукта тре-
буемого качества, полученного на единицу затрачиваемой мощ-
ности. Она должна включать не только технические возможно-
сти системы, группы аппаратов, аппарата, но и затраты на до-
стижение поставленных целей.
199
Таблица 10.1. Техническая эффективность типовых процессов
химической технологии
Процесс Техническая эффективность Обозначения
(Сн- —Ск)/Сн
Химическое пре-
вращение, абсорб-
ция
Разделение по фа-
зам, по размерам
Удаление влаги
(выпаривание,
сушка)
Гранулирование
(«н—Ик)/(1— UK)U„
[1+г(а-Р)]/(14-г)
Измельчение
Теплообмен
(«-!)/*
1-[(7’i'/-7’2//)/(7’1,-7’/)1
Си, Ск — концентрация ре-
агирующего вещества до и
после реакции
а, р, 0 — концентрация це-
левого компонента в ис-
ходном, ретуре и продукте
и„, иЛ — влагосодержание
продукта до и после удале-
ния влаги
а, р — концентрация целе-
вой фракции в шихте и ре-
туре; г — ретур ность
i — степень измельчения
Г/, Т2"— температуры сред
до н после теплообмена
С увеличением возврата продукта в процесс эффективность
системы падает. Остановки на чистку и ремонт также приводят
к понижению эффективности за счет уменьшения средней про-
изводительности. Считая, что удельные ремонтные и эксплуата-
ционные затраты равны, изменение эффективности системы из-
за остановок можно учесть коэффициентом технического ис-
пользования kT, равным отношению рабочего времени к сумме
рабочего времени и времени простоев по внутренним причи-
нам [64], т. е.:
Э=Т)<ЭЛТ/ЛГ, (10.2)
где Q — расход продукта через систему; N — мощность (электрическая, теп-
ловая), потребляемая системой.
Эффективность имеет размерность отношения массы к энер-
гии; при ее расчете учитывается качество исходного сырья и ко-
нечного продукта, производительность, надежность аппарата,
энергозатраты, т. е. основные показатели процесса, поэтому в
отличие от технической (ц) эту эффективность (Э) целесооб-
разно назвать технологической. Она показывает выход продук-
та такого качества, которое требуется именно на выбранной
стадии данного технологического процесса и может характери-
зовать качество функционирования не только системы, но и со-
ставляющих ее элементов.
Максимальная технологическая эффективность достигается
при различной технической эффективности, зависящей от тех-
нологической схемы, в которую включен процесс. Так, в мало-
ретурной схеме получения гранулированных удобрений макси-
мальная технологическая эффективность линии достигается при
технической эффективности грохочения 0,8—0,9. В многоретур-
ных схемах после грохочения в ретуре остается 50—60% то-
200
Варной фракции, что соответствует т] = 0,5—0,6, т. е. значитель-
но ниже, чем в малоретурной схеме. Однако это позволяет зна-
чительно увеличить пропускную способность аппарата и достичь-
максимально возможной для данной схемы технологической эф-
фективности.
Наибольшая техническая эффективность процесса гранули-
рования достигается в окаточном барабане; эффективность ам-
монизатора-гранулятора и барабанного гранулятора-сушилки
вдвое, а аппарата с псевдоожиженным слоем на порядок ниже.
Однако это не значит, что окаточный барабан следует исполь-
зовать повсеместно, поскольку он применим только в определен-
ных технологических схемах, в которых на стадию гранулирова-
ния подают порошок, т. е. часть подготовительных операций
проведена на других стадиях. В остальных упомянутых грану-
ляторах исходным материалом является пульпа, и гранулооб-
разование осуществляется одновременно с сушкой. Следова-
тельно, оценка эффективности отдельных аппаратов правомер-
на только внутри одной технологической линии. Для сопостав-
ления однотипных аппаратов различных технологических линий
следует рассматривать систему в целом.
Технологическая эффективность отражает лишь часть экс-
плуатационных свойств системы, характеризующих ее внутрен-
ние возможности. Ее целесообразно использовать для предва-
рительной оценки аппаратурного оформления технологической
линии и выявления влияния технологических параметров на
эффективность функционирования системы. Для более точной
оценки в реальных условиях эксплуатации следует дополни-
тельно учитывать трудозатраты и капитальные вложения. Эти
показатели включены в приведенные затраты или себестоимость
продукции, используемые рядом авторов в качестве критерия
эффективности [165—167]. Аналогична по смыслу (при посто-
янной цене) величина разности цены и себестоимости, т. е. при-
быль, также используемая как критерий оценки [168, 169]. При
рыночном механизме ценообразования именно прибыль наибо-
лее полно отражает качество функционирования, так как через
цену учитывает взаимодействие системы со сферой потребле-
ния ее продукции.
Прибыль зависит от количества произведенной продукции,
которая определяется производительностью и временем функ-
ционирования линии. Производительность связана с режимом
работы, а следовательно, влияет на параметрическую надеж-
ность, которая, в свою очередь, ограничивает время функцио-
нирования системы. Поддержание заданной надежности требу-
ет определенных капитальных и эксплуатационных затрат. Сле-
довательно, оценку работы системы следует осуществлять по
комплексному показателю затраты — надежность.
В работе [165] показатель эффективности включает приве-
денные затраты и выработку продукции, зависящую от надеж-
ности. Сделана попытка оптимизировать надежность отдельных
201
видов оборудования. К недостаткам этого подхода следует отне-
сти использование приведенных затрат вместо прибыли, что
.полностью не отражает внешних связей системы. Кроме того,
оценка прибыли по сопоставлению с работой эталонных образ-
цов неправомерна, поскольку абсолютный минимум приведен-
ных затрат приходится на максимум надежности, что является
следствием принятой авторами независимости надежности от ре-
жимов функционирования.
Именно это влияние и должно, в основном, учитываться кри-
терием эффективности функционирования системы, поскольку
оно определяет длительность работы оборудования. Итак, с од-
ной стороны, надежность должна быть максимальной, а с другой
стороны, затраты — минимальными. Две противоречивые вели-
чины можно свести к одной — прибыли от произведенной про-
дукции Пр. Тогда условием оптимальной работы системы будет:
N=R
Пр = (Ц — С) QnpT П feVT—^тах, (10.3)
w=i
где Ц и С — цена и себестоимость продукции; N — индекс подсистемы;
Qnp — производительность системы; т — календарное время.
Надежность учтена как в величине С, так и в другом сомно-
жителе, отражающем выпуск продукции, причем ее влияние на
величину сомножителей противоположное, а оптимум прибыли
зависит от режима работы системы.
Расчет параметров функционирования линии получения гранулированно-
го аммофоса по максимуму прибыли показал [18], что, в отличие от ранее
считавшегося целесообразным упаривания пульпы перед сушкой до мини-
мально возможного влагосодержания, оптимально упаривание до влагосо-
держания 0,37—0,54 с последующей досушкой в БГС. Этот, иа первый
взгляд, неочевидный результат объясняется тем, что с уменьшением влаго-
содержания пульпы усложняется эксплуатация выпарных установок и уве-
личивается образование мелкой фракции продукта прн сушке. Так, коэффи-
циент теплопередачи в выпарном аппарате для пульпы с влагосодержанием
0,25—0,28 вдвое меньше, чем для пульпы с влагосодержанием 0,35—0,55,
а время пробега между чистками греющих камер соответственно втрое
меньше. Процесс выпарки в последнем случае более устойчив, тогда как при
малом влагосодержании пульпы и нарушении режима возможна полная за-
купорка аппарата, восстановление работоспособности которого весьма тру-
доемко и требует специального оборудования.
Увеличение содержания мелкой фракции продукта в БГС приводит к
росту уноса, что осложняет работу абсорбционного оборудования, уменьша-
ет длительность межремонтного пробега. Возрастают также нагрузки на
внутрицеховой транспорт, грохоты. Повышение влагосодержания пульпы,
распыляемой в БГС, приводит к необходимости увеличения теплового потен-
циала сушильного агента, большая часть которого реализуется в первом
периоде сушки. Это позволяет повысить интенсивность сушки и увеличить
влагосъем.
Однако существует определенный предел производительности БГС, обу-
словленный требованиями к качеству продукта, в частности его влагосодер-
жанию, а следовательно, влагосодержаиию отработанного сушильного аген-
та или пропорциональной ему (при прочих равных условиях) температуре
сушильного агента на входе в БГС. Минимизация себестоимости переработки
продукта в результате увеличения надежности при обеспечении требуемого
качества продукта и позволяет найти оптимальный режим работы системы.
:202
Таким образом, совместное решение уравнений, связываю-
щих параметры режимов работы отдельных стадий с надежно-
стью их совместного функционирования и качеством готового
продукта позволяет на основе поиска максимума прибыли от
выработанной продукции определить параметры работы техно-
логической линии. Эта методика помогает также выбрать наи-
более эффективный вариант технологической схемы и аппара-
турного оформления.
10.2. Сопоставление различных схем гранулирования,
метод выбора структуры и производительности линии
Продукцию заданного качества можно получить альтерна-
тивными путями, сопоставительная оценка которых в оптималь-
ных условиях и позволяет выбрать схему производства. Для
примера сопоставим качество функционирования систем полу-
чения гранулированного аммофоса по различным технологичес-
ким схемам. Вначале рассмотрим сопоставляющую прибыли —
себестоимость переработки в узле сушки и гранулирования.
В табл. 10.2 приведены сравниваемые элементы затрат, входя-
щие в себестоимость аммофоса (при прочих равных затратах),
гранулированного в различных аппаратах [170].
Как видно из данных таблицы, технологические затраты (без учета за-
трат иа обслуживание) на получение аммофоса минимальны в аммонизато-
ре-граиуляторе (АГ). Гранулирование в окаточном барабане (ОБ) несколько
дороже в результате увеличения расходов топлива и амортизационных от-
числений, несмотря на уменьшение затрат энергии при снижении ретурности
процесса. Затраты на гранулирование в грануляторах БГС и с псевдоожи-
женным слоем (ПС) примерно одинаковы, хотя составляющие себестоимос-
ти различны. В первом случае выше амортизационные отчисления, во вто-
ром — больше расходы на топливо. Прессование — энергоемкий метод, что
существенно сказывается на себестоимости продукта.
Таким образом, в процессе гранулирования минимальная се-
бестоимость у аммофоса, получаемого в аппарате АГ, а макси-
мальная— в аппаратах БГС и ПС. Однако высокая себестои-
мость гранулирования объясняется не столько конструктивны-
Таблица 10.2. Составляющие затрат на 1 т продукта
на гранулирование аммофоса
Показатель ОБ | АГ Грануляторы пресс
БГС | ПС
Капитальные вложения, руб. 0,81 0,61 1,30 0,18 0,35
Расход иа гранулирование:
электроэнергии, кВт ч 9,5 12,5 18,0 19,0 50,0
природного газа, м3 20 6 38 54 0
Эксплуатационные затраты, руб.:
всего 0,65 0,46 1,19 1,23 1,07
на электроэнергию 0,19 0,25 0,36 0,38 1,00
на топливо 0,30 0,09 0,57 0,81 0,00
на амортизацию оборудования 0,16 0,12 0,26 0,04 0,07
203
Таблица 10.3. Показатели эффективности промышленных линий
производства гранулированного аммофоса
Тип гранулятора Показатели линии
производи- тельность, т/ч коэффици- ент техни- ческого ис- пользования себестои- мость аммо- фоса, усл. ед. прибыль*, усл. ед.
Аммоннзатор-грануля- 40 0,89 1,00 0,134
тор Барабанный грануля- 25 0,84 1,09 0,050
тор-сушилка Аппарат с псевдоожи- 8 0,75 — —
женным слоем Пресс-гранулятор 13 0,65 1,07 0,052
Окаточиый барабан 15 0,50 1,12 0,015
* Прибыль рассчитана нз условий, что Ц=1,15С; Qnpt= const.
ми особенностями аппаратов, сколько качеством поступающего
на переработку сырья. В ПС удаляется основное количество
влаги, тогда как в ОБ, АГ и пресс-гранулятор полупродукты по-
ступают в виде концентрированной пульпы или порошка. По-
этому при сравнении работы этих аппаратов следует учитывать
также и себестоимость переработки экстракционной фосфорной
кислоты в полупродукт, поступающий на гранулирование. По-
вышенная себестоимость сырья частично компенсируется умень-
шением затрат на очистку стоков и газовых выбросов.
В целом по промышленным технологическим линиям произ-
водства аммофоса средние показатели эффективности и надеж-
ности приведены в табл. 10.3. Как было показано выше, состав-
ляющие эффективности зависят от надежности, с увеличением
которой уменьшается себестоимость и возрастает эффективный
фонд рабочего времени, а также оптимальная производитель-
ность, т. е. в конечном итоге — прибыль.
Наименьшая себестоимость и наибольшие надежность, про-
изводительность, прибыль соответствуют схеме с применением
АГ. Это объясняется использованием, хотя и более дорогого,
но более технологичного сырья — высококонцентрированной
фосфорной кислоты. Наихудшие показатели — у схемы с ари-
менением ОБ, несмотря на сравнительно низкие технологичес-
кие затраты на гранулирование. Это лишний раз подтверждает
необходимость комплексного подхода при оценке и совершенст-
вовании технологических линий получения гранулированных
продуктов. Иногда следует поступиться эффективностью процес-
са гранулирования, получив при этом максимальную эффектив-
ность всей линии.
Принимая во внимание целесообразность обесфторивания
фосфорной кислоты упариванием, лучшим способом для даль-
нейшей ее переработки в аммофос следует признать схему с АГ.
В случае невозможности глубокого упаривания кислоты из-за
204
увеличения ее вязкости целесообразно применять аппараты
БГС. Без упаривания пульпы, полученной из слабой кислоты,
для гранулирования аммофоса можно применять пресс или ап-
парат с псевдоожиженным слоем и подачей жидкости на слой
(аппарат Р&СГ).
Схема с прессованием включает производство порошка в
распылительных сушилках, подготовку его для прессования и
последующие операции по получению гранул. Из-за многоста-
дийности процесса, неудовлетворительного качества порошка,
трудности соблюдения санитарных норм по запыленности в це-
хе, отсутствия прессов на большую производительность этот
способ не может быть рекомендован для новых цехов аммофо-
са. Хотя в небольших объемах (например, при выпуске про-
дукции в качестве товаров народного потребления) прессование
в закрытых матрицах (таблетирование) как однокомпонент-
ных, так и многокомпонентных смесей вполне конкурентоспособ-
но в сравнении с другими методами.
Для пульп высокой влажности наиболее эффективен спо-
соб гранулирования в РКСГ, позволяющий в одном компактном
аппарате частично упаривать пульпу, получать и высушивать
гранулы.
Таким образом, сопоставление эффективности работы линий
по прибыли от выпускаемой продукции с учетом надежности
позволяет решить вопрос о выборе аппаратурно-технологичес-
кой схемы производства. Дальнейшее повышение эффективнос-
ти технологической линии выбранной структуры достигается из-
менением ее производительности.
Из анализа уравнения (10.2) видно, что эффективность про-
порциональна производительности. Если для ее увеличения ис-
пользуют одинаковые технические решения, изменяя лишь гео-
метрические размеры оборудования, то составляющие себестои-
мости, зависящие от расходов сырья и энергии, не изменяются.
При достаточной степени механизации трудозатраты на экс-
плуатацию (зарплата основных производственных рабочих)
также не зависят от производительности. Удельные капиталь-
ные вложения растут медленнее производительности. Следова-
тельно, в результате снижения удельных капитальных затрат
при неизменных зарплате и удельных расходах сырья и энер-
гии с увеличением производительности линии себестоимость
продукции падает, а прибыль растет.
В то же время с ростом объемов аппаратуры снижается на-
дежность ее работы, т. е. увеличиваются простои в ремонте,
уменьшается эффективный фонд рабочего времени и в резуль-
тате недовыработки продукции прибыль падает. Оценим недопо-
лученную от простоев оборудования прибыль как разность меж-
ду прибылью от выпуска продукции при работе без остановок,
что возможно, например, при наличии резервной линии, и ре-
альной прибылью. Эта разность прибылей, отнесенная к едини-
205
це реально выпущенной за год продукции, определяется из
уравнения:
У=(1/М(Ц-С>) — (Ц-СР), (10.4)
где С| и Ср — себестоимость продукции при работе линии с Лт=1 и k7 —
реальным.
Итак, с увеличением производительности линии уменьшает-
ся себестоимость, но возрастает недополученная от простоев
прибыль. Сумма этих двух величин, названная нами условными
расходами (Р), и является критерием выбора производитель-
ности линии (Qnp). При заданном уровне надежности QnP
должна быть такой, чтобы
P=Cp-|-y->-min. (10.5)
Оптимальное значение Qnp определяется из графика Р =
=f(QnP), построенного по уравнениям (10.4) и (10.5), исходя из
заданного для нескольких производительностей kT. При отсут-
ствии экспериментальных значений kT для проектируемой ли-
нии в первом приближении можно использовать зависимость
надежности аппаратов от их размеров [171]. Приведенная к
условиям линии, она имеет вид:
*т<?пР2 = (*т<?пр1)т, (Ю-6)
где /n=Qn₽2/Qnpi; Qnp2.i — производительности линий.
Рассмотрим, например, производство аммофоса по схеме с
АГ [172]. Задаваясь различными значениями kT при произво-
дительности 40 т/ч, рассчитаем kT при других производительно-
стях по уравнению (10.6) и по уравнениям (10.4) и (10.5) по-
строим график (рис. 10.1), из которого видно, что кривые за-
висимости P=f(Qnp) экстремальны, причем чем меньше надеж-
ность, тем резче выражен экстремум. С увеличением надежнос-
ти системы возрастает оптимальная производительность. Так,
при существующих нормах ремонта, ценах на аммофос и ре-
ально достигнутом при Qnp=30 т/ч йт=0,81 оптимальна произ-
водительность 20 т/ч. Увеличение kT до 0,92 позволяет повы-
сить оптимум до 35—40 т/ч.
Таким образом, зная надежность действующих систем, мож-
но рассчитать оптимальную для заданных надежности и цены
продукта производительность. Цех, производительность которо-
го по технико-экономическим соображениям (наличие сырья,
рабочей силы, транспорта, потребности в продукте, требования
экологии и т. д.) должна превышать оптимальную, целесооб-
разно составлять нз нескольких технологических линий.
При выпуске в одном цехе продукции переменного ассорти-
мента, т. е. при необходимости периодической переналадки ре-
жима работы линии на выпуск другого продукта, расчет числа
линий производят из следующих соображений. При постоянном
объеме выпуска готовой продукции Qnp за период рабочего вре-
мени тр с изменением числа линий в цехе себестоимость будет
206
Рис. 10.1. Зависимость условных расходов Р
на производство аммофоса от производи-
тельности линии Qnp при различных коэф-
фициентах технического использования kT
меняться за счет составляющих,
связанных с затратами на эксплуа-
тацию и амортизацию оборудова-
ния. Они возрастают с увеличением
числа линий ввиду повышения ме-
таллоемкости и одновременно
уменьшаются в результате повыше-
ния надежности. С учетом этого
Р,руб)т
и малой доли амортизационных от-
числений в себестоимости (около 1 %) при ее расчете этот по-
казатель принят независимым от числа линий. Тогда себестои-
мость продукции, полученной на т линиях, равна:
Cm=C+(m — 1)аС,
(10.7}
где а — доля себестоимости, включающая затраты на содержание и эксплуа-
тацию оборудования и заработную плату основных рабочих; С — минималь-
ная себестоимость продукции, выпускаемой иа одной линии.
Недополученная от простоев прибыль равна:
У = (Ц — Ст) ГТп/ (/ПТр — гтп), (10.8)
где г — число переходов за один цикл выпуска; тп — время одного перехода
на продукцию другого качества, причем то=6тр; b — соотношение между вре-
менем перехода и рабочим временем.
Принимая цену неизменной и равной (Рс+1)СЬ где Рс —
рентабельность, а объемы выпуска всех видов продукции дан-
ного производства одинаковыми, получим:
Р=Ci [ (1 +ат — а) + (Рс — am-j-a) br/ (т — br) ], (10.9)
причем г—п— нод,
где п — число выпускаемых цехом продуктов; нод — наибольший общий де-
литель чисел п и т.
По промышленным данным для производства комплексных,
полностью растворимых в воде удобрений по схеме с АГ в на-
стоящее время а = 0,07, Рс = 0,4. Используя полученное уравне-
ние, можно рассчитать зависимость относительных условных
расходов от числа линий для различного числа продуктов. На
рис. 10.2 приведены эти данные для й = 0,07 и Ь = 0,15, что для
условий работы схемы с АГ соответствует емкости склада гото-
вой продукции, рассчитанного на пяти- и двухсуточный цикл
работы. Чем длительнее цикл работы и меньше число продук-
тов, тем ниже условные расходы на их выпуск.
207
Рис. 10.2. Зависимость относительных условных расходов P/Ct на производ-
ство продукции от числа технологических линий пг в цехе, выпускающем не-
сколько видов продукта, при емкости склада готовой продукции, рассчитанной
на время работы тр=5 сут (а) и 2 сут (б)
Увеличение числа линий целесообразно уже при выпуске
3 видов продукции; при удлинении цикла переход на две линии
обоснован только для выпуска 6—7 видов удобрений.
10.3. Пути повышения надежности линий
гранулирования
Анализ составляющих критерия эффективности функциони-
рования технологических линий показывает, что надежность ра-
боты оборудования через себестоимость продукции и произво-
дительность линии влияет на выбор режима функционирования
и время ее работы. В связи с этим повышению надежности ра-
боты как отдельных видов оборудования, так и их совокупности
уделяют особое внимание.
Термин надежность, применительно к химико-технологичес-
кой системе, характеризует ее свойство выполнять заданные
функции (производство продукта определенного качества), со-
храняя свои эксплуатационные показатели (производитель-
ность) в заданных пределах в течение требуемого промежутка
времени (наработка на отказ).
Причины отказов категорируют по трем основным группам:
внешние, т. е. независимые от технической сущности систе-
мы;
208
внутренние технологические, т. е. возникающие под воздей-
ствием параметров функционирования;
внутренние механические, т. е. являющиеся следствием не-
качественного изготовления или ремонта оборудования или от-
работки им своего ресурса.
Внешние причины, как правило, порождают внеплановые
простои, характеризующие уровень организации производства.
Внутренние причины достаточно полно оцениваются коэффи-
циентом технического использования и наработкой на отказ.
Отличительной особенностью оценки надежности химико-
технологических систем, например в отличие от машинострое-
ния или радиотехники, является невозможность получения ста-
тистического материала в достоверных объемах, позволяющих
в полной мере использовать математический аппарат теории ве-
роятностей. Как правило, химико-технологическая система,
в том числе и для получения гранулированных продуктов, в луч-
шем случае имеет не более десятка аналогов (типовые схемы,
оборудование), да и те частично модернизированы, находятся в
различных эксплуатационных условиях, разнятся производи-
тельностью, качеством сырья, квалификацией обслуживания,
климатическими условиями и т. д.
Для таких систем правомернее набирать статистические дан-
ные не по числу линий, а по времени их эксплуатации. При
этом сопоставление различных схем и линий тем более досто-
верно, чем ближе условия их эксплуатации (отрасль, завод,
цех). Так, анализ работы линий производства гранулирован-
ных удобрений в течение не менее одного календарного года
показал [121]. что, несмотря на различие технологических схем
и получаемых продуктов, наиболее близкие показатели надеж-
ности у производств, находящихся на одном предприятии. В то
же время, одинаковые схемы на различных заводах обеспечи-
вают одинаковое качество продукта при существенно различной
надежности.
Анализ надежности линий получения гранулированного ам-
мофоса и двойного суперфосфата показал [18], что наиболее ве-
роятная длительность внеплановых простоев по внутренним при-
чинам не превышает 1 ч, т. е. ремонты несложные. Наиболее
часто выходят из строя аппараты для сушки пульпы и транс-
портные устройства. Однако даже кратковременные остановки
нежелательны, поскольку приводят к уменьшению средней про-
изводительности из-за потери времени, сырья и энергии на
пуск и выход на режим. Так, при увеличении числа отказов ли-
нии гранулирования с аппаратом БГС на 30% средняя произ-
водительность падала в 1,5 раза (рис. 10.3).
Следовательно, повышение надежности отдельных аппара-
тов является необходимым, но недостаточным условием увели-
чения надежности линии. Для достижения этой цели надо, как
уже отмечалось, устранить внешние причины простоев, опти-
14—631
209
Рис. 10.3. Зависимость средней произ-
водительности линии с.БГС Q от чис-
ла остановок т
мизировать режим совокупно-
го функционирования аппара-
тов и их производительность,
а также применять дополни-
тельные средства и возможно-
сти (сверх минимально необ-
ходимых) для выполнения ли-
нией заданных функций, т. е. использовать разные виды резер-
вирования [173—175], рассмотренные ниже.
1. Структурное или схемное резервирование, предусматри-
вающее использование избыточных элементов структуры объек-
та. Обычно рассматривают три типа структурного резервирова-
ния: нагруженный резерв, облегченный резерв, ненагруженный
резерв. Применяют и комбинированные методы структурного
резервирования.
Нагруженный резерв — работа резервных элементов в том же режиме
нагрузки, что н основной элемент, т. е. и основной и резервный элементы те-
ряют надежность в равном темпе.
Облегченный резерв — функционирование резервных элементов в более
слабом нагрузочном режиме, чем основной элемент, т. е. резервные элементы
теряют надежность замедленно в сравнении с основным элементом.
Ненагруженный резерв — полное неиспользование резерва при работе
основного элемента, т. е. надежность резервного элемента падает только в
процессе хранения.
2. Режимное, или нагрузочное резервирование, предусмат-
ривающее использование способности объекта воспринимать
дополнительные нагрузки. Этот метод давно известен. На нем
основаны, например, введение коэффициентов запаса прочнос-
ти, снижение допустимых значений режимных параметров
функционирования (температуры, давления, производительнос-
ти и т. п.).
3. Временное резервирование, или временная избыточность,
когда системе функционирования предоставляется некоторое
избыточное время для восстановления технических характерис-
тик, т. е. для профилактики и ремонта. Оно обеспечивается раз-
личными средствами и условиями:
увеличение в условиях эксплуатации расчетного времени
функционирования, необходимого для выполнения поставлен-
ной задачи или для производства заданного количества про-
дукта;
выполнение объекта (машины, аппарата) с большей произ-
водительностью, чем это требуется по расчету;
промежуточное накопление продукта или изделий между
отдельными элементами системы. Это создает возможности для
210
продолжения функционирования производственной линии, да-
же если часть оборудования до накопителя остановлена;
инерционность установки, например тепловой, механической.
Инерционность позволяет переключиться на резервные элемен-
ты без полной остановки производства. Однако при отсутствии
резервных элементов та же инерционность, напротив, уменьша-
ет время функционирования, поскольку время остановки на ре-
монт и продолжительность пуска увеличиваются;
4. Функциональное резервирование, предусматривающее ис-
пользование способности элементов выполнять дополнительные
функции.
5. Информационное резервирование, касающееся систем ин-
формации, сигнализации и управления. Оно предусматривает
использование избыточной информации.
6. Технологическое резервирование — изготовление изделий
с повышенным классом точности в сравнении с традиционным,
создающее условия для повышения надежности и долговечнос-
ти, поскольку в процессе своего функционирования объект сна-
чала изнашивается до традиционного класса точности, а затем
идет уже обычный процесс изнашивания.
В эту же группу можно отнести меры по борьбе с техноло-
гической наследственностью [171]. Это явление заключается в
том, что в ходе последовательного проведения операций одна
из них создает такие изменения внутренней структуры изделий,
что они долгое время никак не проявляются. Однако в ходе
дальнейшей обработки или эксплуатации образца наступает та-
кой момент, когда начинают сказываться последствия этой тех-
нологической операции.
Примером может служить производство гранулированного
фосфогипса (см. гл. 8). Фосфогипс, обладая тиксотропными
свойствами, имеет тенденцию к длительному изменению струк-
туры при введении механической энергии. Технологическая схе-
ма его переработки, построенная без учета этого явления, не
позволяет вести интенсивную переработку материала на заклю-
чительных стадиях. Повышение надежности работы такой ли-
нии в результате сокращения времени на чистку оборудования
возможно, если до стадии дробления и грохочения перемещения
фосфогипса были минимальными.
7. Энергетическое резервирование, касающееся вопросов
обеспечения резервом энергоснабжения (электрического, тепло-
вого). Здесь могут быть использованы кольцевая система снаб-
жения, организация нескольких различных вводов или несколь-
ких источников энергии.
8. Управленческое резервирование, часто используемое в хи-
мической промышленности, где несмотря на наличие системы
автоматического управления, имеется система ручного управ-
ления и т. д.
9. Резервирование устройств техники безопасности, которое
также широко применяется в химических производствах.
14*
211
Рассмотрим более подробно структурное резервирование.
Обычно этот метод применяют для компенсации внеплановых
простоев отдельных видов оборудования. Однако в производст-
ве удобрений, например, большая часть простоев возникает из-
за случайного отказа почти всех сравнительно надежных эле-
ментов системы, что делает нецелесообразным поэлементное
резервирование. В то же время, надежность отдельных узлов
линии существенно различна, поэтому предусмотрены разные
частота и продолжительность плановых простоев, необходимых
для капитальных и текущих ремонтов. Их проведение ввиду по-
следовательного включения элементов приводит к остановке
всей системы. В связи с этим возникает резерв рабочего време-
ни быстроремонтируемых элементов. Для его реализации сле-
дует иметь резервный элемент, аналогичный находящемуся в
ремонте.
В производстве гранулированных минеральных удобрений
основная ветвь системы состоит из трех последовательно вклю-
ченных блоков: химического превращения и первичного удале-
ния влаги (I), сушки и гранулирования (II), классификации и
дробления (III). По существующим нормам относительная про-
должительность их ремонтов следующая (k„ — коэффициент
ремонта, показывающий, какая доля календарного времени за-
трачивается на плановый ремонт):
Блок I II Ш
Продолжительность плановых ремонтов 0,5 k„ kn 0,1 kn
Таким образом, при наличии резервного блока II продол-
жительность плановых простоев системы сокращается вдвое.
Естественно, что при этом растут капитальные вложения, и це-
лесообразность такого резервирования следует проверять по
максимуму целевой функции (10.3).
Максимальный эффект от резервирования одним блоком при
неодновременном ремонте одной из параллельно работающих
систем и их числе
л=[1/М1—Ml — 1. (10-10)
где kp — отношение времени максимального ремонта нерезервируемого обо-
рудования к времени ремонта резервируемого оборудования.
Предпочтительнее резервирование блока, полупродукт из
которого выходит в виде жидкости, поскольку монтаж и экс-
плуатация коллекторов и трубопроводов небольшого диаметра
не представляет трудностей. Положительно зарекомендовал се-
бя опыт объединения таких блоков при наличии в производст-
ве нескольких однотипных технологических линий.
Наиболее простой путь уменьшения внеплановых простоев —
установка между блоками системы накопителей полупродукта
емкостью, достаточной для обеспечения работы в течение 2—
3 ч, т. е. на время проведения основной массы внеплановых ре-
монтов (временное резервирование). Это повышает надежность
212
системы в целом (максимально — до уровня наиболее нена-
дежного блока).
Компенсация внеплановых простоев установкой ненагружен-
ного резерва наиболее часто ремонтируемых аппаратов неже-
лательна по двум причинам: во-первых, таких аппаратов до-
статочно много, во-вторых, основные из них работают на теп-
ловых источниках энергии, запускать которые дольше, чем
длится аварийный ремонт. Поэтому резервирование следует осу-
ществлять постоянно работающими блоками. Правда, это свя-
зано с дополнительными затратами, а при отсутствии аварий и
с понижением фактической производительности блока без из-
менения его надежности.
Отметим также, что использование облегченного резерва до-
пустимо для аппаратов, изменение производительности кото-
рых хотя и понижает эффективность, но не ухудшает условия
ведения процесса (например, транспортные средства). Сни-
жение нагрузки (режимное резервирование) таких аппаратов
как грануляторы, смесители, реакторы и т. п. нежелательно,
поскольку при этом затруднено поддержание заданного режима
их работы. Таким образом, резервирование для уменьшения
внеплановых простоев—не лучший путь повышения надежно-
сти, но он целесообразен в случае, если нет других способов и
шунтируемая аппаратура обеспечивает уменьшение плановых
простоев.
Для примера рассмотрим систему получения гранулированного аммофоса
по схеме с аппаратом БГС. Надежность ее блоков характеризуется частным
коэффициентом технического использования k'T, равным отношению времени
работы к сумме времени работы и внеплановых простоев. При производи-
тельности 17 т/ч k't блоков: I — 0,88; II — 0,96; III — 0,98.
Для повышения общей надежности системы следует повысить надеж-
ность блока первичного удаления влаги путем установки нагруженного ре-
зерва. Задаваясь величиной k'-r\v по формуле, заимствованной из работы
[176] и преобразованной для наших условий, рассчитаем необходимое число
выпарных установок:
nr=entier{lg[l — ^'nil/lgl! —£'Ti])4-l, (10.11)
где entier — целая часть числа; индексы II и I относятся к заданному и ре-
альному k'r.
При /г'тц=0,96, лг=2, т. е. для обеспечения одинаковой надежности всех
частей технологической линии следует на каждый узел сушки и гранулирова-
ния иметь две выпарные установки. С учетом плановых ремонтов коэффи-
циент технического использования системы возрастает с 0,77 до 0,84, а уве-
личение от этого прибыли превышает увеличение себестоимости продукции в
10 раз, т. е. такое резервирование эффективно.
Если один резервный аппарат включен совместно с парал-
лельно работающими в цехе аппаратами, то общая надежность
этой системы однотипного оборудования может быть рассмотре-
на из условия работы п из п-}-1 аппаратов [171], т. е. в нашем
случае по уравнению
Лт2 = (п + 1) fenTi (। - Ч) + . (Ю.12)
где индексы 1 и 2 относятся к аппарату и системе.
213
Рис. 10.4. Зависимость коэффи-
циента технического использо-
вания группы параллельно ра-
ботающих в цехе аппаратов kr2
от их числа пг при различных
числе резервных аппаратов п и
коэффициенте технического ис-
пользования каждого аппара-
та £Т1
При двух резервных аппаратах уравнение (10.12) имеет вид:
ч =[(» + !) («+ 2)/2] А"Т1 (1 - АТ1)8 + (л + 2) Л"+1Т1 (1 -
(J0.13)
Очевидно, что уравнение (10.13) дает идентичные уравнению
(10.12) результаты при равном соотношении действующих и ре-
зервных аппаратов. По этим уравнениям при различных значе-
ниях kTl для одного аппарата построены зависимости kTi для
группы аппаратов от их числа при параллельной работе (рис.
10.4). Для заданного числа линий по графику определяют на-
дежность данной группы аппаратов и далее по уравнению
(10.3) — целесообразность установки резерва.
Как отмечалось выше, установка облегченного резерва
оправданна только в случае сохранения оптимальных условий
ведения процесса при изменении производительности и в лю-
бом случае ведет к понижению эффективности данного блока.
Более подробно экономическая оценка уровня надежности хи-
мико-технологической системы при резервировании отдельных
видов оборудования, временном снижении выработки продук-
ции рассмотрена в работе [177]. Пользуясь описанными при-
емами повышения надежности линий и оценивая при этом эф-
фективность ее функционирования, находят лучшие варианты
их структуры и режимов работы.
Глава 11
ПРАКТИЧЕСКОЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ
ГРАНУЛИРОВАНИЯ
В предыдущих главах рассмотрены теоретические основы и общие зако-
номерности основных процессов гранулирования, применяемых в химической
технологии. Использование процессов гранулирования на практике имеет ряд
специфических особенностей, продиктованных свойствами гранулируемых ма-
214
териалов, масштабом установок, требованиями, предъявляемыми к качеству
гранул.
В этой главе изложены некоторые практические аспекты реализации про-
цессов граиулироваиия в различных отраслях, что дает возможность сопоста-
вить особенности технологии гранулирования, использовать новейшие практи-
ческие достижения, имеющиеся в смежных областях знаний.
Гранулирование ряда веществ может в принципе изменить традиционные
представления о той или иной технологии. Так использование метода грану-
лирования для обработки поверхностного слоя почв является новым направ-
лением в технологии обработки почв; производство или применение ряда про-
дуктов оказалось бы вообще невозможным без придания им формы и свойств
гранул.
Ниже рассматриваются практические особенности гранулирования мине-
ральных удобрений, фосфатов, фосфогипса, лекарственных веществ, серы, по-
лимеров, каучуков, резиновых смесей, синтетических моющих средств, железо-
рудных концентратов, металлов и сплавов, почв. Практика гранулирования зна-
чительно шире рассмотренных примеров, однако уже этот перечень производи-
мых с помощью гранулирования продуктов н материалов дает, на наш взгляд,
наглядное представление об актуальности н возможностях развития процессов
гранулирования.
Гранулирование минеральных удобрений. Азотные удобрения
(аммиачная селитра и карбамид) гранулируют путем диспергирования рас-
плава в полых грануляционных башнях [18].
Раствор аммиачной селитры концентрацией 62—65%, полученный в ап-
парате ИТН (с использованием тепла нейтрализации) упаривают до плава
концентрацией 98,4—98,6%, а затем доупаривают до 99,7% 1NH4NO3. Плав по-
ступает в грануляционную башню, продуваемую воздухом в режиме противо-
тока из расчета 8—10 м3 на 1 кг продукта. Полученные гранулы выгружают
прн температуре 70—90 °C и направляют на охлаждение, рассев н опудри-
вание.
В агрегатах большой мощности АС-72 плав прн температуре 190 °C раз-
брызгивают в башне, гранулируют и охлаждают до 125—130 °C, а затем в
псевдоожиженном слое доохлаждают до 45—55 °C.
Раствор карбамида после дистилляции направляют на выпарку, проводи-
мую в две стадии: при температуре 118—120 °C и давлении 22—27 кПа до кон-
центрации карбамида 92—93% и при 135—140 °C н 3 кПа до концентрации
99,5—99,8%. Плав гранулируют и охлаждают в башие, затем рассеивают по-
лучаемые гранулы. Товарную фракцию кондиционируют.
Фосфорные удобрения (простой и двойной суперфосфаты) гра-
нулируют методом окатывания и путем диспергирования пульп на поверхность
частиц с одновременной сушкой гранул в барабанном граиуляторе-сушилке
(БГС) [18].
Шихту простого суперфосфата, получаемую после сернокислотного разло-
жения фосфата и складского вызревания, смешивают с кальцийсодержащими
нейтрализующими добавками, гранулируют в барабанном грануляторе с ув-
лажнением водой или паром, высушивают полученные гранулы. После рассева
товарную фракцию охлаждают, а крупную дробят и вместе с мелкой возвра-
щают в процесс в качестве ретура. Поточный метод получения двойного супер-
фосфата предусматривает смешение фосфорита с фосфорной кислотой в резх-
215
торе при температуре 50—60°C в течение 1 ч до разложения фосфорита на
52—55%. Сушку и гранулирование пульпы осуществляют путем диспергирова
ния ее на поверхность частиц слоя в аппарате БГС. Температуру слоя поддер-
живают 90—95 °C. при этом осуществляется доразложенне фосфатного сырья
до 70—80%. После гранулирования проводят рассев и охлаждение продукта.
Калийные удобрения (хлорид калия) гранулируют методом прес-
сования кристаллического продукта, который получают следующим образом.
Раствор хлорида калия медленно охлаждают в многоступенчатой вакуум-кри-
ст аллизационной установке, где выделяется крупнокристаллический (не менее
0,15 мм) KCI. Сгущенную пульпу подают на горизонтальные автоматические
центрифуги периодического действия, где получают кристаллы KCI влажно
стью 5—8%. Их сушат во вращающемся барабане или в аппарате с псевдоожи-
женным слоем при температуре слоя ~ 100 °C до влажности 1—1,5%. Порош-
ковидный хлорид калия прессуют на валковых прессах при скорости прессо-
вания 0,80—0,84 м/с и давлении 400—500 МПа.
Гранулированный продукт, получаемый после дробления прессованной
плитки, рассеивают с выделением товарной фракции 1—5 мм. Крупные части-
цы вновь дробят и вместе с мелкими возвращают на повторное прессование.
Сложные комплексные удобрения содержат два или три ос-
новных питательных элемента (азот, фосфор и калий), а иногда и другие,
например магинй, кальций, серу, микроэлементы. Гранулированные сложные
удобрения получают либо кислотной переработкой природных фосфатов с по-
лучением азотфосфорсодержащей пульпы, либо аммонизацией кислоты (смеси
кислот). Нейтрализованные пульпы прн необходимости смешивают с калнй
ным компонентом. Переработку пульп и гранулирование сложных удобрений
осуществляют по нескольким технологическим схемам [18].
Фосфаты аммония (аммофос) получают по двум схемам: с кон-
центрированием фосфорной кислоты, с концентрированием пульпы. По первой
схеме экстракционную фосфорную кислоту упаривают в вакуум-выпарных аппа-
ратах до концентрации 52—54% Р2О5, разбавляют стоками от абсорбции до
47% P2Os и частично аммонизируют до соотношения NH3: Н3РО4=0,7 в ем-
костных реакторах. Далее пульпу разбрызгивают на поверхность частиц ретура
в аммонизаторе-грануляторе (АГ) при одновременной подаче в него под слой
материала аммиака.
Шихту в аммонизаторе-грануляторе нейтрализуют до соотношении
NH3: Н3РО4= 1,05—1,1 и гранулируют при температуре 80—90° и влажности
1,5—2,5%, а затем высушивают в барабанной сушилке. По второй схеме вна-
чале аммонизируют неупаренную фосфорную кислоту, затем осуществляют кон-
центрирование пульпы до содержания в ней влаги 18—35%. Гранулирование
и сушку полученной пульпы ведут в барабанном грануляторе-сушилке (БГС).
Общими для двух схем являются стадии рассева гранулированного продукта н
охлаждения товарной фракции.
Тройные (NPK) сложные удобрения также получают по двум
схемам: с одной стадией гранулирования, а также с двухстадийным гранули-
рованием.
По первой схеме частично аммонизированную пульпу фосфатов аммония
с молярным соотношением NH3: Н3РО4=0,7 подают в аппарат АГ, где ее сме-
шивают и гранулируют вместе с ретуром (кратность 4—8), хлоридом калия
и нитратом аммония (в виде плава). Гранулируемую шихту нейтрализуют ам-
216
миаком до соотношения NH3 : НэРО4= 1,05—1,1, а затем гранулируют и сушат
в режиме, близком к описанному выше.
По второй схеме часть концентрированной фосфорной кислоты аммони-
зируют в емкостном реакторе до мольного соотношения 0,7, направляют в ап-
парат АГ для смешения, гранулирования и донейтрализации до NH3 : Н3РО4=
= 1,1 с плавом нитрата аммония, хлоридом калия и ретуром.
Другую часть фосфорной кислоты разбавляют стоками от абсорбции до
содержания 40% Р2О5, аммонизируют в струйном реакторе до соотношения
NH3: Н3РО4=1,1 и диспергируют на поверхность частиц в аппарате БГС, куда
также подают шихту из аппарата АГ. Благодаря улучшению условий сушки
в БГС всего граиулнроваиного продукта (большая часть влаги находится в
поверхностном слое гранул, что позволяет интенсифицировать процесс сушки
и уменьшить время пребывания материала в аппарате) производительность
всей линии увеличивается на 10—15% по сравнению с одностадийной схемой
гранулирования сложных (NPK.) удобрений.
Кондиционирование и капсулироваиие гранул удобрений. Хранение и при-
менение гранулированных удобрений иногда затруднено из-за неудовлетвори-
тельных физико-механнческих свойств. Вынужденное смешение нескольких со-
лей приводит к еще большему ухудшению свойств смеси главным образом в
результате увеличения гигроскопичности и слеживаемости.
Доведение физико-мехаиических свойств гранул удобрений до уровня, обес-
печивающего его длительную сохранность, называют кондиционированием. Этот
процесс заключается в снижении гигроскопичности и слеживаемости путем по-
верхностного модифицирования гранул, т. е. нанесения на них веществ, пред-
отвращающих поглощение удобрением влаги, образование кристаллических
связей между отдельными гранулами.
В качестве гидрофильных модификаторов используют природные силика-
ты н алюмосиликаты: диатомит (кизельгур), каолии, перлит и др. Из гидро-
фобных порошков наибольший практический интерес в качестве антислежива-
теля представляют вермикулит и тальк. Для улучшения их налипаемости ис-
пользуют вязкие омасливающие агенты, в том числе с некоторым содержанием
полимеров.
Для кондиционирования гранул удобрений используют также поверхност-
но-активные вещества (ПАВ): высшие алифатические амины и их кубовые
остатки, сульфонат, сульфанол, диспергатор НФ, стеарат кальция и др.
Под капсулированием гранулированных удобрений понимают процесс по-
крытия их различными защитными пленками. Пленки могут быть как органи-
ческого (карбамидо-формальдегндные и другие смолы, воск, парафин, битум,
кремиеорганические соединения), так н неорганического происхождения (сера,
фосфогипс, доломит, фосфоритная мука, магнезит н пр.).
Основные требования к покрытиям: достаточная толщина, прочность и
плотность оболочки, равномерность ее распределения по поверхности гранул.
Процесс покрытия гранул пленками аналогичен процессу гранулирования.
Практический интерес представляет процесс покрытия гранул гигроскопич-
ного удобрения (карбамида) пленками меиее гигроскопичного удобрения (ам-
мофоса) илн смеси аммофоса и хлорида калия. Этот процесс осуществлен в
аппарате с псевдоожиженным слоем [121]. Пульпу аммофоса готовили аммо-
низацией фосфорной кислоты концентрацией 42% Р2О3 в емкостном реакторе,
куда подавали кристаллический хлорид калия. Пульпу распыливали пневмо-
217
механической форсункой внутрь псевдоожиженного слоя при одновременной
подаче гранул карбамида. Полученные гранулы представляли собой механи-
ческую смесь компонентов (NPK), имели четко очерченную границу раздела
ядра (карбамида) и поверхностной пленки (смеси аммофоса и хлорида калия).
Двухслойные гранулы такого типа имели улучшенные физико-механические
свойства, не слеживались при длительном хранеини.
Гранулирование фосфоритов. Для современного электротермического про-
изводства желтого фосфора необходимо окускование мелких фракций добы-
того из недр фосфатного сырья. Из всех известных способов окускования для
фосфоритовой мелочи наиболее целесообразными признаны варианты агломе-
рации ее путем спекаиня на колосниковой решетке и окомкования тонкоиз-
мельченного фосфатного сырья с последующим обжигом окатышей. Техноло-
гия агломерации фосфоритовой мелочи Каратау с последующим восстановле-
нием полученного агломерата в рудиотермических электропечах впервые в
СССР осуществлена на Новоджамбулском фосфорном заводе [178].
Агломерационную шихту, состоящую из фосфоритовой руды, возврата
(ретура), топлива и флюса, перед укладкой на спекательные тележки аглома-
шины тщательно перемешивают, увлажняют и подвергают окомковаиию.
Процесс спекания начинается с зажигания, при котором верхний слой
шихты нагревается продуктами сгорания топлива и частично оплавляется, что
сопровождается формированием в нем структуры агломерата. Прн этом вос-
пламеняется топливо, содержащееся в шихте. После завершения зажигания
процесс идет без внешнего источника тепла за счет теплоты горения топлива
в слое шихты при просасывании через него воздуха.
С самого начала в спекаемом слое шихты образуется несколько зон с
разными структурой материала н характером протекающих в них процессов.
Воздух, просасываемый через спекаемый слой сверху вниз, попадает сначала
в зону охлаждения готового агломерата. Нагретый до сравнительно высоких
температур (850—900 °C) воздух поступает в зону плавления (формирования
агломерата). Проникая далее в нижележащие слои, газ нагревает слой высу-
шенной шихты. Эту часть спекаемого слоя называют зоной интенсивного нагре-
ва, в которой протекают основные химические реакции: горение топлива ших-
ты, диссоциация карбонатов и образование силикатов, восстановление оксидов
железа.
Ниже зоны нагрева расположена зона сушки, в которой происходит испа-
рение влаги шихты и дальнейшее снижение температуры газа. В этой зоне к
газу, выходящему из зоны горения, добавляется значительное количество водя-
ных паров. Как правило, температура исходной шихты, расположенной в ниж-
них слоях, меньше температуры газа, выходящего из зоны сушки. Поэтому
при охлаждении газ оказывается пересыщенным парами воды и часть влаги
конденсируется на шихте. Ниже зоны конденсации расположен слой исходной
шихты.
Прн движении воздуха в слое сверху вниз зоны горения и плавления по-
степенно перемещаются к колосниковой решетке, проходя всю высоту слоя.
На движущейся агломерационной ленте все перечисленные зоны располагают-
ся с наклоном к ее разгрузочному концу, где весь слой представлен спеченным
и охлаждающимся агломератом.
Процесс окомкования фосфоритов с последующим обжигом окатышей наи-
более целесообразен для тонкодисперсных руд, для которых другие способы
218
окускования (гранулирования) менее эффективны. Для окомкования фосфат-
ной мелочи обычно используют барабанный или тарельчатый грануляторы.
Прн окомковании апатитового концентрата или его смеси с флоридским фос-
форитом в качестве связующих веществ используют (Германия) смесь глиня-
ной суспензии, котрельного молока и жидкого стекла. Связующее подают не-
посредственно в гранулятор в процессе окомкования шихты. Обжиг окатышей
проводят во вращающемся барабане или иа решетке Леполя, имеющей три
зоны: сушки, обжига, выдержки. Температура обжига находится в пределах
900—1000 °C. Обожженные окатыши перегружают на другую, холодильную ре-
шетку обжиговой машины. После охлаждения и контрольного грохочения то-
варную фракцию (3—60 мм) направляют в производство желтого фосфора,
мелочь возвращают в процесс. Кускн крупнее 60 мм подвергают дроблению
и также возвращают на стадию окомкования.
На отечественных фосфорных заводах, работающих на кусковых фосфори-
тах, также имеются установки для окомкования мелочи, образовавшейся при
транспортировке и декарбонизации руды, с получением и обжигом окатышей.
Окомкование проводят в тарельчатых грануляторах. В качестве связующего
используют смесь глиняного и котрельного молока.
К гранулированию фосфоритов прибегают иногда с целью их подготовки
к кислотной переработке. Процесс получения экстракционной фосфорной кис-
лоты из карбонатсодержащих фосфоритов сопровождается интенсивным пено-
образованнем в реакционном объеме. Известны различные методы предотвра-
щения пенообразования н пеногашения. Наиболее распространенным нз иих
является декарбонизация фосфоритов в процессе обжига. Существует также
много способов пеногашения путем добавления на стадии разложения фосфат-
ного сырья химических пеногасителей. Однако реализация всех этих способов
связана с большими затратами. Значительно более экономичным и эффектив-
ным представляется способ предварительной обработки карбонатсодержащих
фосфоритов в грануляторе смесью фосфорной и серной кислот [179]. В про-
цессе гранулирования происходит частичная декарбонизация фосфатного
сырья и значительное уменьшение его удельной поверхности, что очень важно
для последующего взаимодействия гранулированного сырья с сернофосфорно-
кпслыми растворами. Для гранулирования фосфоритов с целью их декарбони-
зации могут быть использованы тарельчатый н барабанный грануляторы. Раз-
мер получаемых гранул 1—5 мм.
Гранулирование фосфогипса. Применяют в основном два способа гранули-
рования фосфогипса: окатыванием с использованием связующего и уплотнени-
ем на вальцевых прессах (метод прессования) [180].
При гранулировании методом окатывания в качестве связующих, упроч-
няющих добавок используют глину, жидкое стекло, гашеную известь, техноло-
гическую пыль цементного производства и пиритный огарок. В смеситель од-
новременно подают фосфогипс и связующую добавку. После перемешивания в
течение 2—4 мин смесь подают во вращающийся барабан для увлажнения и
окатывания. Влажность шихты в грануляторе изменяется от 13 до 32% в за-
висимости от вида и количества связующих добавок. Время гранулирования
составляет 5—10 мин. Влажные гранулы из гранулятора поступают в сушиль-
ный барабан.
Фосфогипс в смесн с огарком можно гранулировать в любых соотношени-
ях при общей влажности шихты 32—39% н времени пребывания в грануляторе
219
5 7 мин. В ИОНХе АН Арм.ССР разработана и внедрена в промышленность
технология гранулирования фосфогипса, основанная на использовании в каче-
стве связующего части фосфогнпса, обезвоженной до образования ангидрита
сульфата кальция. Суть этой технологии заключается в следующем: исходный
фосфогипс после фильтра делят на два потока, один из которых (40% от об-
щего потока) подвергают сушке и дегидратации с получением ангидритового
вяжущего. Затем часть полученного ангидрита и второй поток исходного фос
фогипса смешивают в смесителе при общей влажности смеси 32—37%. После
смесителя продукт гранулируют в барабанном грануляторе при влажности 23—
27% и одновременной подаче в гранулятор оставшейся части ангидрита на
опудривание гранул. Способ внедрен на Гомельском химическом заводе, где
построен первый в стране цех гранулирования фосфогнпса мощностью
540 тыс. т/год.
Близкой к описанной выше является технология гранулирования фосфо-
гипса, предложенная фирмой «Onoda» (Япония). На первой стадии процесса
осуществляют дегидратацию фосфогипса — до образования фосфополугидрата
или растворимого ангидрита. Затем проводят гидратацию обезвоженного про-
дукта в присутствии известкового молока. При этом на стадии дегидратации
фосфогипса происходит вытеснение РгСМвод.), а затем образование нераство-
римого фосфата. Растворимые соединения фтора после нейтрализации извест-
ковым молоком также переходят в нерастворимые фториды. В процессе гидра-
тации фосфополугидрата известковым молоком происходит гранулирование
фосфогипса с получением гранул, прочность которых отвечает требованиям
при транспортировании и хранении. Размеры получаемых гранул 5—20 мм при
общей влажности 10—15%.
Для гранулирования фосфополугидрата сульфата кальция в качестве ак-
тивирующей добавки используют Ca(NOs)2-
Для гранулирования фосфогнпса в качестве связующего используют также
Р форму полугидрата сульфата кальция и процесс проводят с использованием
тарельчатого гранулятора. Исходный фосфогипс измельчают и высушивают до
содержания гигроскопической влаги 6%, затем его увлажняют и смешивают с
полугндратом сульфита кальция и подают в гранулятор. Расход воды изменя-
ют в пределах 260—330 мл на 1 кг фосфогипса в зависимости от количества
добавляемого связующего. Для получения гранул диаметром 2—4 мм и проч-
ностью на раздавливание более 0,1 МПа рекомендуемое соотношение полугид-
рат : фосфогипс составляет 38 : 62. Продолжительность гранулирования состав-
ляет 2—3 мин.
Первые исследования возможности гранулирования фосфогипса методом
прессования проведены в НИУИФ [180]. Результаты исследований показали,
что содержание гигроскопической влаги в прессовках фосфогнпса, прочность и
плотность полученных гранул существенно зависят от давления прессования.
Гигроскопическая влага, содержание которой в исходном фосфогипсе составляет
«20%, достаточно легко выдавливается из порошка при давлениях прессова-
ния до 100 МПа. Максимум плотности и прочности гранул соответствует струк-
туре обезвоженного дигидрата, т. е. полному отсутствию гигроскопической
влаги. Учитывая, что к прочности гранул фосфогипса не предъявляют высоких
требований и вполне удовлетворительными являются значения прочности на
раздавливание 0,5—1,0 МПа, исходный фосфогипс рекомендуют до прессова-
220
ния подсушивать до содержания гигроскопической влаги 5—6% и прессовать
под давлением 100—200 МПа.
Установлена возможность получения гранул фосфогипса прн прессовании
смеси фосфополугидрата и днгидрата в соотношении 1 : 2 при общей исходной
влажности смеси 25—30%.
Перспективным является процесс получения окускованного фосфогнпса
(фосфогипсового щебня) методом непрерывного прессования [181].
Окускование смеси фосфогипса с нейтрализующей добавкой проводят спе-
канием под давлением, при этом не требуются подвод теплоты извне, дополни-
тельный обжиг и применение связующих. Процесс окускования фосфогипса
включает следующие стадии:
нейтрализация фосфогипса известью в лопастном смесителе;
обезвоживание фосфогипсовой смеси в центрифуге, либо путем низкотем-
пературной сушки;
прессование фосфогипсовой смеси влажностью до 5% на валковом прессе.
При давлении прессования 400—500 МПа и скорости прокатки 0,25—
0,33 м/с толщина ленты окускованного фосфогнпса составляет 8—10 мм, раз-
мер частиц 3—50 мм.
Гранулирование серы. Гранулирование серы в зависимости от ее агрегат-
ного состояния осуществляют различными способами. Гранулы из расплава
серы получают, как правило, диспергированием расплава с кристаллизацией
капель в потоке хладоагента, из порошковидной серы—-прессованием с обра-
зованием плиток или таблеток.
В промышленном масштабе наибольшее распространение получили спосо-
бы гранулирования серы из расплава с охлаждением капель воздухом или во-
дой. При этом способ гранулирования с охлаждением капель воздухом назы-
вают сухим, а способ гранулирования с охлаждением водой — мокрым.
При сухом гранулировании расплав серы при температуре 125—
127 °C разбрызгивают в верхней части грануляционной башни высотой 30—
90 м, а образованные при этом капли — гранулы охлаждают в противотоке
воздухом (по аналогии с гранулированием расплавов азотных удобрений). По-
лученные гранулы, представляющие собой сферические частицы диаметром
«2 мм, выгружаются из нижней части башни, а воздух выводится сверху.
Доохлаждение гранул в нижней части башни завершается в псевдоожи-
женном слое в течение нескольких минут. Мелкие частички серы, скорость ви-
тания которых ниже скорости воздуха в сечении башни, поднимаются вверх
навстречу формирующимся каплям расплава серы и служат своего рода за-
родышами для кристаллизации капель. В таких условиях капли, поглощая за-
травочные кристаллы, приобретают правильную сферическую форму, являются
однородными.
Этот способ гранулирования серы связан с большими капитальными и
низкими эксплуатационными затратами, он требует сложной системы очистки
отходящих газов от пыли.
Способ мокрого гранулирования серы основан на использова-
нии следующих свойств серы и воды: гидрофобности серы, значительной раз-
ности в плотности и теплоемкости серы и воды.
Основным условием для мокрого гранулирования является безударный
ввод струй расплава серы в воду, в противном случае капли серы, попадая на
поверхность воды, разбрызгиваются и мгновенно застывают в виде пленки,
221
перекрывая доступ к воде следующим каплям. При безударном (мягком) вво-
де струй расплава серы в слой воды они дробятся на капли, которые приоб-
ретают форму шара. Капля расплава, переохлаждается в воде до температу-
ры начала кристаллизации в поверхностном слое. В дальнейшем фронт кри-
сталлизации движется в глубь капли со скоростью, определяемой линейной ско-
ростью роста кристаллов и отводом тепла от межфазной границы. В центре
гранулы при этом из-за разности плотностей расплава п кристаллической фа-
зы возникает усадочная раковина. По окончании процесса кристаллизации про-
исходит доохлаждение гранулы.
Процесс мокрого гранулирования серы из расплава состоит из следующих
основных стадий: формирование, обезвоживание, сушка гранул, складирование.
Качество получаемых гранул зависит от многих факторов. Большое значение
имеет температура жидкой серы и охлаждающей воды. Для получения высо-
копрочных гранул необходимо, чтобы разница температур расплава серы н во-
ды была минимальной. Гранулы обезвоживаются и при необходимости высу-
шиваются. Диаметр гранул, полученных таким образом, составляет 0,5—6 мм,
а содержание в них внутренней влаги «0,25%. Плотность гранул 1280—
1400 кг/м3, а угол естественного откоса 30—35°.
Существуют и другие способы гранулирования серы из расплава (чешуиро-
вание, формование и окомкование), но их применение на практике ограничено
малыми масштабами производства.
Гранулирование методом прессования используют для получе-
ния гранул из порошкообразной серы. На практике прессование серы прово-
дят в несколько стадий: пластификация серы путем введения добавок ПЛВ и
воды, прессование или экструзия полученной пасты, последующая сушка
гранул.
Пластификация является важной стадией процесса, которая основана на
образовании высококонцентрированной коагуляционной структуры. Введение
добавок ПАВ в обрабатываемую массу облегчает процесс пластификации, так
как приводит к образованию более рыхлых структур. При пластификации из-
мельченной серы наблюдается явление тиксотропии, поэтому необходимо избе-
гать интенсивного механического воздействия (перемешивания) на пластифи-
цируемую композицию.
Гранулирование пластифицированной массы проводят в различных аппа-
ратах: валковых, червячных прессах, бесшнековых экструдерах, ленточных
прессах. Для гранулирования порошковидной серы в основном используют
грануляторы экструзионного типа, пригодные для гранулирования материалов
влажностью 1—15%. Гранулы серы, полученные таким образом, используют
для получения резиновых смесей, что обеспечивает устранение пылеобразова-
ния, улучшает дозирование и внутризаводское транспортирование серы раз-
личными транспортными средствами.
Гранулирование других химических продуктов. Процессы гранулирования
широко используются также в технологии полимеров, каучуков и резиновых
смесей синтетических моющих средств и ряда других химических продуктов.
Для гранулирования термопластов, каучуков и резиновых смесей используют
метод экструзии, при котором образование гранул происходит при продавли-
вании пластично-вязкой массы с помощью шнека через головку экструдера с
последующим разрезанием или дроблением материала. Наибольшее распростра-
нение получили червячные экструдеры. Порошкообразный материал плавят и
222
выдавливают в виде жгутов или лент, которые режут непосредственно после
выхода из головки или дробят после охлаждения в специальной ванне.
Установка для гранулирования синтетических смол состоит из плавителя
смолы, транспортера из латунной ленты, которая охлаждается водой, и шести -
валковой формующей машины. Смолу при температуре 125—130 СС из плави
теля подают на латунную ленту транспортера, где она растекается по ширине
ленты слоем толщиной 4—6 мм и охлаждается до 85—90 °C. Пластичная мас-
са с ленты поступает в зазор верхней гладкой пары валков формующей маши-
ны, где усредняется по толщине до 5 мм. В зазоре второй и третьей пар вал-
ков нарезаются продольные и поперечные канавки. Далее смола в виде сфор-
мованной ленты поступает на транспортер, на котором охлаждается холодным
воздухом до 25—30 °C. Разделение затвердевшей смолы на отдельные гранулы
размером 5X5X5 мм происходит при удалении с транспортера.
Большую часть синтетических моющих средств (СМС) производят в мел-
когранулированном виде, причем 90% гранул получают в результате распыли-
тельной сушки растворов, а 10% —методом сухого смешения мелкогранулиро-
ванного ПАВ, получаемого в распылительной башне, с остальными компонен-
тами СМС. Порошки СМС должны иметь заданный гранулометрический состав
и насыпную плотность, не слеживаться, быстро растворяться в воде. Основная
фракция мелкогранулированных СМС должна быть в пределах 0,3—1,0 мм, на-
сыпная плотность — 0,25—0,35 кг/дм3. Для получения однородного мелкогра-
нулированного продукта СМС необходим мягкий режим сушки в распылитель-
ной сушилке, работающей в режиме прямотока.
Гранулирование фармацевтических препаратов. Для них используют прак-
тически все известные методы гранулирования: прессование (таблетирование),
формование продавливанием, брикетирование и измельчение, окатывание, дис-
пергирование и способ получения гранул в псевдоожиженном слое.
Таблетки, приготовленные методом прессования, имеют разнообразные раз-
меры, форму и массу. Наиболее распространенной формой является низкий ци-
линдр с двояковыпуклой торцевой поверхностью. Такая геометрическая форма
обеспечивает максимальную прочность таблетки при минимальных ее массе и
размере. Диаметр таблеток колеблется от 3 до 25 мм. Кроме лекарственных
веществ в состав таблеток входят другие компоненты, называемые вспомога-
тельными веществами. Если лекарственные вещества обеспечивают терапевти-
ческий эффект, то вспомогательные выполняют двойную функцию: с одной
стороны, они улучшают физико-механические свойства прессуемой массы,
с другой—обеспечивают освобождение лекарственного вещества из состава
таблетки с необходимой скоростью.
Процесс прессования лекарственных препаратов осуществляется в несколь-
ко стадий: подготовка материала, смешение, гранулирование и прессование.
Подготовка материала заключается в подсушивании, измельчении или прес-
совании лекарственных и вспомогательных веществ. Все вещества, предназна-
ченные для таблетирования, перемешивают в смесителях для сухого смешения,
а затем загружают смесь в другую емкость, где ее увлажняют раствором свя-
зующего вещества для последующего гранулирования, которое необходимо для
улучшения сыпучести таблетируемой смеси и предотвращения ее расслаивания.
Гранулирование формованием осуществляется путем продавливания пере-
мешанной и увлажненной массы через перфорированные поверхности в проти-
рочных машинах. Формованием обычно получают гранулы размером 0,5—
223
3,0 мм. Полученные гранулы высушивают в сушильных установках, чаще всего
в аппаратах с псевдоожиженным слоем.
Гранулирование измельчением проводят после предварительного вальцева-
ния или брикетирования смеси порошкообразных материалов. Брикеты измель-
чают на мельницах и полученный продукт подвергают классификации с выде-
лением фракции 1—2 мм.
Гранулирование окатыванием осуществляют следующим образом. Лекар-
ственные вещества, разбавитель и другие вещества загружают в дражиро-
вальный котел пз нержавеющей стали н перемешивают при скорости вращения
котла 30 об/мин. После перемешивания на слой порошкообразной массы рас-
пиливают воду. Затем скорость вращения котла плавно уменьшают до
3 об/мин. Прн этом идут процессы образования и окатывания гранул. После
этого в котел подают теплый воздух для сушки гранул.
Гранулирование диспергированием суспензии проводят в распылительной
сушилке. Приготовленные из таких гранул таблетки обладают высокой проч-
ностью и прессуются при более низком давлении.
Наиболее перспективным является предложенный в последние годы метод
получения гранул в псевдоожиженном слое. Гранулирование в псевдоожижен-
ном слое может быть осуществлено двумя способами: распылением раствора,
содержащего вспомогательные и лекарственные вещества, на поверхность псев-
доожиженных частиц; непосредственным гранулированием порошков. Для гра-
нулирования используют, как правило, цилиндро-конические или конические
расширяющиеся кверху многосекционные аппараты. Использование аппаратов
с псевдоожиженным слоем позволяет получать более однородные гранулы в
результате классификации частиц по размерам непосредственно при гранули-
ровании. Однородные и округлые гранулы значительно улучшают качество
спрессованных из них таблеток, повышают точность дозирования лекарствен-
ных веществ.
Прессование таблеток из гранулированной или порошкообразной массы
проводят с помощью таблеточных машин, которые в зависимости от типа п
конструкции развивают давление в диапазоне 100—1000 МПа.
Для защиты таблеток от неблагоприятных воздействий внешних факторов
и устранения раздражающего воздействия лекарственных веществ на пищева-
рительный тракт на таблетки наносят разного рода покрытия и оболочки. На-
несение покрытий также сродии процессам гранулирования наслаиванием, на-
несением пленкообразующих веществ.
Для заключения в оболочку микроскопических твердых, жидких или газо-
образных частиц лекарственных веществ используют микрокапсулирование.
Различают физические, физико-химические и химические методы получения
микрокапсул. К физическим методам относится механическое нанесение обо-
лочки на твердые или жидкие частицы лекарственного вещества. С этой целью
используют аппараты с псевдоожиженным слоем, вращающийся дражироваль-
ный котел, распылительную сушилку и др.
Физико-химические методы получения микрокапсул привлекают прежде
всего возможностью получения ядра в виде газа, жидкости или твердого те-
ла, причем жидкое ядро может представлять собой истинный раствор, колло-
идный раствор или суспензию. Это стало возможным в результате использо
вания для микрокапсулирования явления коацервации.
Процесс коацервации высокомолекулярных соединений рассматривается
224
как образование двухфазной системы в результате расслаивания. Одна фаза
представляет собой раствор высокомолекулярного вещества в растворителе,
вторая — раствор растворителя в высокомолекулярном веществе. Раствор, бо-
лее богатый высокомолекулярным веществом, часто выделяют в виде коацер-
ватных капель. Таким образом, коацерватные капли могут образовываться как
из растворов, так и из осадков органических соединений.
Способ получения микрокапсул методом коацервации заключается в сле-
дующем. Сначала в дисперсионной среде (раствор полимера) путем дисперги-
рования получают ядра будущих микрокапсул. Непрерывной фазой при этом
является, как правило, водный раствор полимера (желатина, карбокснметил-
целлюлозы, поливинилового спирта и т. д.). После создания условий, при ко-
торых уменьшается растворимость полимера, из раствора выделяются коацер-
ватные капли, которые осаждаются вокруг ядер, образуя начальный жидкий
слой, или так называемую эмбриональную оболочку. Далее происходит посте-
пенное затвердевание оболочки вследствие десольватацин коацерватной обо-
лочки. Отвердевшие оболочки позволяют отделить микрокапсулы от диспер-
сионной среды коацервата н обеспечивают надежную изоляцию ядра при хра-
нении микрокапсул.
Получение микрокапсул химическими методами основано иа реакциях
полимеризации и поликонденсации на границе раздела фаз вода — масло.
В результате так называемой межфазной полимеризации мономеров на грани-
це дисперсионной среды (чаще всего водной) и дисперсной фазы (масла) воз-
никает твердая оболочка полимера, образующая шарообразную микрокапсу-
лу. Ядром такой микрокапсулы могут быть растительные, животные, минераль-
ные н синтетические масла. Микрокапсулы отделяют фильтрованием или цент-
рифугированием, промывают и сушат. Микрокапсулы размером до 70 мкм вы-
сушивают обычно в распылительной сушилке, размером 70—150 мкм — на лен-
точных сушилках или сублимацией, более 150 мкм — в псевдоожиженном
слое.
Гранулирование для сырья металлургии и металлов. Процессы гранулиро-
вания в металлургии больше известны как брикетирование, окомкование, агло-
мерация. Брикетирование порошковидных железорудных материалов приме-
няется на практике с 80-х годов прошлого столетия. В процессе брикетирова-
ния порошков иногда используют связующие добавки. Порошок железорудных
материалов увлажняют и тщательно перемешивают, затем подают на вальце-
вый пресс, где под давлением 50—100 МПа формуют брикеты прямоугольной,
цилиндрической или овальной формы размером от 20 до 150 мм.
Необходимая прочность брикетов достигается в результате последующей
сушки или высокотемпературного обжига. В качестве связующих добавок прн
производстве железорудных брикетов используют чугунную стружку, концентра-
ты сульфитно-спиртовой барды, каустический магнезит с хлоридами магния и
натрия, жидкое стекло, каменноугольный пек, нефтяные битумы, цементы, из-
весть и др.
Сушку и высокотемпературную обработку брикетов производят в туннель-
ных печах. Иногда для упрочнения брикетов применяют автоклавную обработ-
ку при давлении до 10 МПа в заданной атмосфере.
В последнее время на практике все больше используется способ горячего
брикетирования железорудных материалов с предварительным частичным их
восстановлением. Нагретые до 500—1000 °C частицы руды пластифицируются;
15—631
225
при последующем прессовании происходит сваривание размягченных частиц
металлического железа и вюстита, образовавшихся в результате восстановле-
ния, что обеспечивает их прочное взаимное сцепление.
Процесс окомкования с последующим упрочняющим обжигом окатышей
(пелетизация) получил развитие в 40-х годах в связи с производством в боль-
ших масштабах тонкоизмельченных концентратов глубокого обогащения же-
лезных руд [179]. Установлено, что достаточно прочные окатыши могут быть
получены только из материалов крупностью менее 0,1 мм, причем содержание
фракции 0—0,05 мм в них должно составлять 70—80%• Для улучшения про-
цесса окомкования железорудных концентратов и повышения прочности сы-
рых окатышей в качестве связующего вещества добавляют обычно 0,5—1,0%
бентонита. При получении офлюсованных окатышей в шихту вводят необходи-
мое количество известняка. При этом дисперсность добавок и концентрата
должна быть одинаковой. После тщательного перемешивания и увлажнения
шихту подают на тарельчатые или барабанные грануляторы, где получают ока-
тыши размером от 12 до 25 мм. Прочность сырых окатышей, получаемых по-
сле гранулятора, невелика: они выдерживают падение с высоты не более 1 м.
Поэтому сырые окатыши подвергают высокотемпературному обжигу (1250—
1300°C). После обжига прочность окатышей возрастает более чем в 100 раз
и составляет 1—2 кН на 1 окатыш.
При обжиге в слое окатышей последовательно протекает несколько про-
цессов: сушка, разложение карбонатов, твердофазное спекание частиц в объ-
еме окатышей. При этом теплота, необходимая для нагрева окатышей, под-
водится в слой топочными газами. Движение газа в объеме слоя обеспечивает-
ся либо путем отсасывания его из-под слоя, либо в результате нагнетания в
слой. Иногда для обжига окатышей в обжиговых машинах используют теплоту
от горения твердого топлива, нанесенного на поверхность сырых окатышей.
Существуют также безобжиговые способы получения железорудных окатышей,
в которых для упрочнения окатышей используют связующие добавки: известь
или портландцемент.
Гранулирование в металлургии используют также для получения новых
высококачественных материалов [16]. Впервые высококачественный листовой
материал был получен путем прокатки гранул чистого алюминия. Процесс
прокатки листов из гранул металлов и сплавов отличается высокой надежно-
стью, легко поддается автоматизации, экологичен по сравнению с традицион-
ными методами производства листов из слитка. Процесс производства алюми-
ниевых листов непрерывной прокаткой гранул заключается в следующем: гра-
нулы просушивают на конвейере, нагревают в индукционной печи (время на-
грева перед прокаткой составляет 5—7 с) и непрерывно подают в зазор меж-
ду валками. В зоне деформации происходит уплотнение гранул с образовани-
ем компактной полосы (ленты).
Схема непрерывной прокатки гранул аналогична процессу прокатки по-
рошков (см. главу 3) с той лишь разницей, что процесс прокатки гранул ме-
таллов и сплавов заканчивается формированием металлической полосы необ-
ходимого размера. Производство листов из алюминиевых гранул было в зна-
чительной степени предопределено бурным развитием порошковой металлур-
гии алюминия и его сплавов. Одно из преимуществ гранул перед порошками —
их хорошая сыпучесть. Именно недостаточная сыпучесть металлических по-
226
рошков ограничивала скорость прокатки и заставила перейти на использова-
ние гранул в процессе получения высококачественных листов.
Гранулы металлов и сплавов могут быть получены несколькими способа-
ми: разбрызгиванием жидкого металла с помощью вращающегося диска или
под действием центробежных сил, вибрационным методом литья гранул, ваку-
умным методом литья гранул.
Для всех способов гранулирования металлов и сплавов важное значение
имеет скорость кристаллизации капель расплава (охлаждения гранул), обус-
лавливающая формирование структуры и свойств гранул. Скорость охлажде-
ния гранул в воде значительно выше, чем в потоке воздуха, и составляет сот-
ни градусов в секунду. В зависимости от условий гранулы, получаемые
центрифугированием расплава, могут иметь различные размеры: обычно от
0,2 до 8 мм.
Гранулирование поверхностного слоя почв. В условиях интенсивного зем-
леделия происходят повышенное истирание, измельчение и эрозия наиболее
плодородного поверхностного слоя почв.
Устойчивость к водной эрозии зависит от структуры и механических
свойств почвы. На структурных почвах вода не застаивается и не образует
размывающих воду потоков. Ветер обычно перемещает по поверхности мелкие
комочки почвы—размером менее 1 мм, поэтому почвы, состоящие преимуще-
ственно из мелких комочков, являются эрозионноопасными.
В почвоведении структура почвы оценивается отношением массы содер-
жащихся в ней агрегатов размером от 0,25 до 7 мкм к массе остальной части
почвы. Кроме того, структурные почвы, содержащие необходимое количество
влаги и воздуха, создают благоприятные условия для усвоения питательных
веществ растениями, а также для развития полезных для растений микроорга-
низмов. В конечном счете структурные почвы всегда обеспечивают стабильно
высокий урожай сельскохозяйственных культур. Существующие традиционные
методы улучшения структуры почв, как правило, малоэффективны и трудоемки.
Все это приводит к идее использования методов гранулирования для улуч-
шения структуры почв. Первые исследования по выявлению эффективности гра-
нулирования поверхностного слоя почв на урожайность овса (зеленая масса)
проведены в НИУИФ [182].
Оценивали степень влияния на урожайность овса гранул различных фрак-
ций (1—3, 3—5 и 5—10 мм) на фоне естественной структуры почвы при по-
стоянной высоте слоя гранул (4 см) и различной влажности почвы: 30, 50 и
80% от полной полевой влагоемкости (ППВ). Применение на поверхности поч-
вы гранулированного слоя способствует снижению потерь влаги от испарения,
улучшению водно-воздушного режима и, как следствие, повышению урожая.
Так, сухая масса овса при влажности почвы 30% и использовании гранул раз-
мером 5—10 мм существенно не отличалась от массы растений в варианте с
естественной структурой почвы прн влажности 50% ППВ, и в 2 раза превыси-
ла сухую массу овса, полученную в фоновом варианте, т. е. для естественной
структуры почвы и влажности 30%.
Применение гранул размером 5—10 мм при влажности почвы 50% обеспе-
чивало такой же урожай растений, который получали на почве с естественной
структурой при влажности 80%. Следует также отметить, что гранулы сохра-
няли свою форму и прочность в течение всего периода вегетации.
Систематические исследования процесса гранулирования проведены для
15'
227
почв юга Казахстана — сероземов, у которых процесс формирования естест-
венной структуры ослаблен. Определены основные параметры процесса грану-
лирования этих почв и найдена их корреляция с пределом текучести почв.
Поверхностная обработка почв путем гранулирования является новым на-
правлением в технологии обработки почв. Его перспективность трудно пере-
оценить, так как операцию гранулирования можно совместить, например,
с внесением минеральных или органических удобрений. При этом возможно
полностью исключить или существенно сократить вероятность водной и вет-
ровой эрозии почв.
ПРИЛОЖЕНИЕ
В книге рассмотрены современные представления в основном о широко при-
меняемых в промышленности способах гранулирования. Однако представляют
значительный интерес и ряд способов, находящихся в стадии разработки.
К ним относится виброгранулирование, являющееся разновидностью окатыва-
ния на движущейся поверхности [183—-186]. Ниже изложены основы этого
перспективного для некоторых материалов способа гранулирования.
Движение частиц иа вибрирующей поверхности. Движение поверхности, на
которой происходит окатывание гранул, может быть не только равномерным,
как в барабанах, тарелках, шнеках и т. п. аппаратах, но и ускоренным, как в
виброгрануляторах.
Рассмотрим особенности движения частиц, расположенных на вибрирую-
щей поверхности. Пусть лоток наклонен к горизонту под углом а и совершает
прямолинейные гармонические колебания с частотой <о и амплитудой А в на-
правлении, образующем угол Р с его плоскостью. На частицу массой т, нахо-
дящуюся на этом лотке, действует сила тяжести F=mg, сила трения о поверх-
ность лотка Етр, нормальная реакция поверхности на частицу N, а также сила
инерции /. Движение частицы относительно вибрирующей по гармоническому
закону поверхности в системе координат, связанной с этой поверхностью, опи-
сывается уравнениями
тх=тДы2 cos р sin <от — mg sin а+Етр,
ту—mA <о2 sin р sin <от — mg cos а+М
где х, у — ускорения в направлении осей X, У; т — время; <в — угловая часто-
та вибрации.
Если частица находится на вибрирующей поверхности и не отрывается от
нее, то ее ускорение относительно этой поверхности равно нулю. Тогда из по-
следнего уравнения
N=mg cos а — тД<о2 sin р sin <от.
Многочисленные исследования показали, что свойства слоя сыпучего мате-
риала при увеличении интенсивности вибрационного воздействия существенно
изменяются при начале отрыва частиц друг от друга и от вибрирующей по-
верхности, на которой они находятся. До начала отрыва частиц сыпучий мате-
риал растекается по вибрирующей поверхности, находясь как бы в состоянии
виброожижения. После их отрыва прн увеличении интенсивности колебаний,
когда нормальная реакция равна нулю, начинается перемещение материала —
слой как бы вскипает. Тогда, согласно последнему уравнению,
Дкр«>2кр= (g/sin <от) (cos a/sin j}).
Минимальное критическое ускорение вибрации поверхности, при котором
произойдет отрыв частицы, будет при sinwT=±l, т. е. фазовых углах 90° и
360°. В эти моменты относительное критическое ускорение вибрации равно
228
Дкр<ЛР sin ₽/g cos a— ±1.
Для частицы, лежащей на вертикально вибрирующей поверхности, послед-
нее выражение принимает вид
ДкрЦ>2кр/^= ± 1.
Как видно из уравнения, для сыпучих материалов, подвергаемых только
виорационному воздействию, переход слоя нз состояния виброожижения к виб-
рокипению зависит не от массы частиц, а от ускорения вибрации (Д<о2) поверх -
ности, на которой находится материал. Состояние виброожижения характери-
зуется уменьшением трения между частицами и их проскальзыванием относи-
тельно друг друга, что способствует более плотной их укладке. В состоянии
виброкипения частицы периодически отрываются друг от друга и от поверх-
ности. В результате увеличивается объем слоя, значительно снижается внут-
реннее трение в системе и начинается перемешивание материала.
Как видно из уравнения, требуемый режим работы может быть достигнут
изменением как частоты, так и амплитуды колебаний. Однако увеличение ча-
стоты свыше 50 Гц вызывает повышение шума, снижает надежность работы
узлов установки. В свою очередь создание больших амплитуд колебаний тре-
бует громоздких вибраторов, усложняет пуск и остановку машины, связан-
ные с проходом через режим резонанса. Поэтому нижний предел частоты виб-
раций аппаратов с виброкипящим слоем равен 5 Гц.
Рассмотренные уравнения описывают движение отдельных частиц и не учи-
тывают влияние среды, а также специфику воздействия вибраций на слой дис-
персного материала. На нижние слои помимо сил, учтенных для отдельных ча-
стиц, действует вес вышележащего материала, а на весь слой — давление сре-
ды, возникающее в результате захвата слоем газовой среды — насосного дей-
ствия виброкипящего слоя. Эти силы прижимают нижний слой к поверхности,
препятствуя его отрыву и расширению.
Прн круговой траектории колебаний аппарата и ускорении свыше крити-
ческого слой также переходит в состояние виброкипения и начинает совершать
циркуляционное перемещение внутри камеры. Наиболее распространенной фор-
мой рабочей камеры такого аппарата является горизонтальный цилиндр, тра-
ектория любой точки которого лежит в плоскости, перпендикулярной оси ци-
линдра и оси дебала некого вибратора.
Условие отрыва слоя от поверхности рабочей камеры без учета свойств
материала можно записать в виде
sin ф,
где mi, т2 — масса материала, аппарата и дебалансов вибратора; ф—угол
выбрасывания массы материала, зависящий от ускорения вибрации и опреде-
ляемый опытным путем.
Если виброкипящий слой создается только вибрационным воздействием, то
амплитуда и ускорение вибрации по высоте слоя убывают по экспоненциаль-
ному закону. Глубина проникновения в слой колебаний может быть определе-
на по формуле
6= (v/2<o)°-5 = (2N/SA2a3) (1/6) °-5,
где v—эффективная кинематическая вязкость слоя; го—угловая частота виб-
рации; /V •—мощность, передаваемая слою; S — площадь поверхности аппара-
та, сообщающей колебания слою.
Из формулы видно, что б увеличивается по мере снижения частоты коле-
баний, т. е. лучше работать с низкими частотами вибрации и с малыми по вы-
соте слоями. Но не следует считать, что высота виброкипящего слоя должна
ограничиваться только зоной проникновения в него колебаний. Интенсивное
перемешивание частиц захватывает значительно большую высоту слоя. Это
позволяет создавать хорошую структуру виброкипящего слоя при высотах
300—500 мм. Особым случаем являются аппараты с круговой траекторией дви-
жения, в которых возможно создание интенсивно перемешиваемого слоя с еще
большими высотами.
Существенное влияние на передачу колебаний через слой оказывает ско-
229
рость продуваемого воздуха. Зависимость амплитуды колебаний поверхности
слоя от скорости продуваемого снизу вверх газа имеет явно выраженный мак-
симум.
Многочисленные исследования показывают, что перемещение сыпучего ма-
териала в виброкипящем слое не подчиняется законам движения частиц в без-
воздушном пространстве. Так, при создании виброкипящего слоя в аппарате
с закрытым для доступа воздуха дном материал незначительно отделяется от
поверхности. В аппарате с перфорированным дном при тех же вибрациях слой
высоко витает в воздухе, на поверхности его образуются фонтаны материа-
ла. В последнем случае виброкипящий слой захватывает воздух с низу и вы-
тесняет его с верху материала. Виброкипящий слой является как бы насосом,
транспортирующим через себя газ.
При определенных параметрах вибрации наблюдается перераспределение
в слое частиц, т. е. происходит перемешивание материала. С увеличением раз-
мера частиц минимальные параметры вибрации, при которых начинается пе-
ремешивание, снижаются. Движение частиц в виброкипящем слое начинается
с верхних слоев материала. С увеличением параметров вибрационного воздей-
ствия зона интенсивного перемешивания все глубже уходит в слой.
Перемещение частиц в основном обусловливается движением газа внутри
виброкипящего слоя. Возникающие динамические давления и разрежения газа
в слое дополнительно к вибрационному воздействию вызывают отрыв частиц
друг от друга и способствуют интенсификации их перемешивания.
Для перемешивания сыпучего материала в вакууме можно использовать
аппараты с круговой и эллиптической траекториями колебаний. В аппаратах
периодического действия такой характер колебаний обеспечивает перемешива-
ние материала вследствие инерции, создающей эффект планетарной обкатки
материала по внутренней поверхности камеры. В аппаратах непрерывного
действия перемешивание происходит вследствие неравномерного перемещения
отдельных частиц.
В сосудах небольших размеров перемещение материала направлено у сте-
нок сосуда вниз, а в центре — вверх. В аппаратах с большой площадью слоя
возникает множество центров фонтанирования и наблюдается интенсивная цир-
куляция частиц преимущественно в вертикальном направлении. При направ-
ленном поступательном движении материала по лоткам вибрационных устано-
вок отдельные частицы движутся по спиральным траекториям, попеременно
опускаясь к основанию виброкипящего слоя и выходя на его поверхность.
Зависимость интенсивности перемешивания от высоты слоя имеет резко
выраженные максимумы. С увеличением амплитуды колебаний при постоянной
частоте вибрации положение максимума в зависимости интенсивности пере-
мешивания (ц = щ/5тсм, где т и S — масса и поверхность слоя; Тем — время пе-
ремешивания) от высоты слоя не смещается, хотя при этом абсолютное значе-
ние ц возрастает. С увеличением частоты колебаний оптимальная высота слоя,
отвечающая максимуму р, уменьшается. Основное влияние па перемешивание
оказывает амплитуда вибрации. Чем больше амплитуда, тем меньше время
смешения и время пребывания частиц на поверхности слоя.
На интенсивность перемешивания существенно влияет направление вибра-
ции относительно плоскости лотка. Так, при установке пружин под углом 60°
к вертикали гомогенизации частиц размером менее 0,063 мм достигают за
0,6—1,2 ч, а при 70° — только за 5 ч.
Исследовано влияние параметров вибрации на скорость перемещения ча-
стиц по высоте слоя Vh- Зависимости V/, от амплитуды и ускорения вибрации
имеют явно выраженные максимумы. Чем выше частота вибрации, тем меньше
амплитуда колебаний, при которой достигается максимум скорости перемеще-
ния, и ниже ее абсолютное значение в сравнении с меньшими частицами. Оп-
тимальные условия перемешивания наблюдаются при вполне определенном
ускорении вибрации.
При одновременном воздействии вибрации и потока воздуха оптимальные
условия перемешивания возникают при меньших параметрах колебания лотка.
В области до оптимальных ускорений скорость перемешивания в слое, допол-
нительно продуваемом воздухом, выше, чем в виброкипящем слое, создавае-
мом только вибрационным воздействием. Однако абсолютные значения макси-
230
мальных скоростей перемешивания при продувке воздухом ниже, чем без про-
дувки.
Интенсивность перемешивания при круговой траектории колебаний увели-
чивается с повышением скорости и ускорения вибрации. Удельные затраты
энергии на обработку материала прн этом снижаются, но одновременно воз-
растают механические нагрузки на аппарат. Вследствие этого существуют оп-
тимальные технологические параметры, определяемые интенсивностью процес-
са, долговечностью и надежностью работы аппарата. Обычно ускорение вибра-
ции таких аппаратов лежит в пределах 50—500 м/с2. Интенсивность переме-
шивания в этих аппаратах зависит также от массы слоя, размера частиц и их
свойств.
Существует минимальная масса материала, при которой наблюдается устой-
чивое циркуляционное движение слоя, и максимальная, выше которой при по-
стоянных параметрах вибрации скорость циркуляции начинает падать.
С уменьшением размера частиц коэффициент трения увеличивается и скорость
циркуляции возрастает. Однако при размере частиц менее 2—10 мкм скорость
циркуляции снова падает.
В непрерывно действующем аппарате происходит перемещение материала
от загрузки к выгрузке. Скорость перемещения и характер движения зависят
от параметров вибрационного воздействия, углов направления колебаний и
наклона лотка, свойств материала, высоты слоя, направления и скорости про-
дувки газа и других факторов.
Среднюю скорость (Уср в м/с) перемещения материала на горизонтальном
лотке со сплошным дном при углах направления колебаний р=20—35° можно
определить по формуле
уср=Мо cos р(1 — 1/№) °-5,
где K=A<o2sin (J/gcosa— коэффициент режима работы; коэффициент /г=0,2—
1,1 зависит от свойств материала и определяется экспериментально.
Средняя скорость перемещения материала по лотку с перфорированным
дном, обеспечивающим свободную или принудительную подачу газа под слой,
увеличивается в 1,5—3 раза. Меньшее значение этого коэффициента относит-
ся к зернистым материалам с высокой воздухопроницаемостью слоя, боль-
шее— к порошковым. Замедление скорости перемещения достигается встреч-
ным дутьем. Скорость перемещения зернистых материалов зависит и от угла
наклона лотков к горизонту а.
Особенности виброграиулироваиия. Анализ свойств виброкипящего слоя
показывает, что в нем могут быть созданы все условия для формирования
гранул. Вибрационные воздействия, распространяясь в материале, на отдель-
ных участках слоя приводят к соударению частиц, что может вызвать их сли-
пание. Образовавшиеся зародыши окатываются, т. е. происходит налипание
на них порошка и уплотнение агломерата. Эффект окатывания гранул наибо-
лее активно проявляется при циркуляции материала по круговой и эллиптиче-
ской траекториям колебательного движения аппарата, менее активно — при вер-
тикальной направленности вибраций. Прочность агломерата зависит не только
от свойств материала и связующего, но и от параметров вибрации.
В образующихся при гранулировании агломератах имеются жидкостные
прослойки, поведение которых при вибрациях рассмотрено в работе [183]
Выведены формулы для расчета амплитуды и частоты колебаний, а также для
расчета максимального размера гранул.
Отмечается [184], что для передачи обрабатываемой среде максимума
энергии частота колебаний вибратора должна совпадать с одной из собствен
ных частот материала. Однако в процессе гранулирования упругие и вязкие
характеристики системы непрерывно изменяются, вследствие изменения раз-
мера, формы и структуры частиц. Следовательно, оптимальная частота вибро-
гранулирования в рабочем режиме непрерывно изменяется.
Приведенные в работах [183; 184] формулы позволяют лишь приблизи-
тельно оценить основные параметры виброгранулирования, что обусловлено
допущениями, принятыми при их выводе. Кроме того, в указанные формулы
входит ряд эмпирических, трудно определяемых коэффициентов, относящихся
к физико-химическим свойствам материалов. Наконец, в формулы не входят
231
технологические параметры: размер и количество частиц ретура, дисперсность
капель жидкости, способ введения ее в слой, характер вибраций и прочие по-
казатели, влияющие на формирование гранул. Поэтому для оптимального ре-
жима виброгранулирования конкретного материала необходимы эксперимен-
тальные исследования.
В работе [21] описаны результаты исследований виброгранулирования
вельц-оксидов и цеолитов. Обнаружено, что с увеличением времени гранулиро-
вания и влажности прочность необожженных гранул повышается. Однако при
влажности вельц-оксидов более 20% выход гранул резко снижается, а при
40%—прекращается вовсе из-за образования пасты. Производительность лот-
кового гранулятора составляет 12 т/(м2-ч). Для тех же материалов удельная
производительность барабанного гранулятора —только 980 кг/(м2-ч).
Удельный расход электроэнергии при гранулировании в виброкипящем
слое не превышал 1,5 кВт-ч, а в барабанном — 5,3 кВт-ч на 1 т полученных
гранул. Металлоемкость установки с виброкипящим слоем снижалась, проч-
ность гранул повышалась в среднем на 55%.
Виброгранулирование цеолитов со связующим (глуховской глиной) в го-
ризонтальной цилиндрической камере, совершающей круговые колебания с ча-
стотой 20—50 Гц и амплитудой 1,5—4 мм, позволило за счет снижения вязко-
сти системы снизить и оптимальную влажность гранулируемого материала.
Наибольшая прочность и лучший фракционный состав получены при влажно-
сти 35%, что на 30% меньше, чем при гранулировании методом экструзии.
В виброгрануляторе с круговой траекторией движения при частоте 50 Гц
и амплитуде 3 мм гранулировали суперфосфат [185]. Наилучшие результаты
по времени гранулирования, фракционному составу и прочности получены при
введении порошковидного суперфосфата в несколько стадий, что объясняется,
по-видимому, образованием зародышей, положительно влияющих на после-
дующее формирование гранул. Так, при 3—4-стадийном введении порошковид-
ного суперфосфата за 2—4 мин внброгранулирования образовывалось 96—97%
товарных фракций. С увеличением времени виброгранулирования до 7—10 мин
выход товарных фракций снижался до 91—95% из-за повышения выхода мел-
ких фракций. Оптимальная влажность при виброгранулировании—11%, при
окатывании в барабане — 16%.
Прочность гранул суперфосфата размером 2 мм и влажностью 3%, полу-
ченных методом виброгранулирования, составляла в среднем 3,2 МПа. Проч-
ность промышленных гранул, полученных в барабанном грануляторе, состав-
ляет 2,0 МПа. Увеличение прочности гранул объясняется образованием при
виброгранулировании более плотной структуры, что видно из определения
пористости гранул. Так, после виброгранулирования объем пор суперфосфата
составлял 163 см3/кг, а после гранулирования в барабане — 189 см3/кг.
При виброгранулировании цементных сырьевых смесей также получены
гранулы, обладающие лучшими структурно-механическими свойствами, чем
гранулы, полученные в тарельчатых и барабанных грануляторах.
Анализ процесса виброгранулирования различных продуктов свидетельст-
вует о высокой интенсивности гранулообразования. Получаемый продукт име-
ет узкий гранулометрический состав, высокую прочность, низкую влажность.
Сопоставление процесса виброгранулирования с окатывания на равномерно
движущейся поверхности (в барабане, на тарелке и пр.) показывает, что ис-
пользование вибраций позволяет сократить время гранулирования и необхо-
димое количество связующего, обеспечивает полезный для гранулирования рас-
творимых материалов самонагрев. Все это приводит к уменьшению габаритов
грануляторов, снижению удельных энергозатрат и увеличению удельной про-
изводительности как гранулятора, так и всей технологической линии.
Недостатки процесса внброгранулирования определяются главным обра-
зом повышенным износом отдельных узлов грануляторов и узким интервалом
рабочих режимов. Следует отметить, что процесс внброгранулирования иссле-
довался в основном при периодическом режиме в небольших лабораторных
грануляторах. Поэтому без дальнейших детальных исследований метод вибро-
гранулирования пока не может конкурировать с применяемыми в промышлен-
ности методами окатывания во вращающихся барабанах и на тарелках.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Кельцев Н. В. Основы адсорбционной техники. М.: Химия, 1984. 591 с.
2. Федюшкин Б. Ф„ Гришаев И. Г. Технология минеральных удобрений
с замедленной растворимостью микроэлементов. М.: НИИТЭХИМ, 1987.
38 с.
3. Стабников В. Н„ Лысянский В. Н., Попов В. Д. Процессы и аппараты
пищевых производств. М.: Агропромиздат, 1985. 503 с.
4 Мальтри В., Петка 3., Шнайдер Б. Сушильные установки сельскохозяйст
венного назначения. М.: Машиностроение, 1979. 525 с.
5. Стефановская Н. В. и др. Процессы и аппараты рыбообрабатывающих
производств. М.: Легпищпром, 1984. 240 с.
6. Манихин Ю. А., Зурабишвили Г. Г. Таблетирование пищевых материалов
М.: Пищпром, 1978. 136 с.
7. Копейковский В. М. и др. Технология производства растительных масел.
М.: Легпищпром, 1982. 416 с.
8. Калунянц К. А., Голгер Л. И., Балашов В. Е. Оборудование микробиоло
гических производств. М.: Агропромиздат, 1987. 398 с.
9. Материалы Всесоюзной научн. конф, по процессам и оборудованию для
гранулирования продуктов микробиологического синтеза. Тамбов: ТИХМ.
1984. 185 с.
10. Материалы Всесоюзного совещания по современной технике гранулиро-
вания и капсулирования удобрений. М.: ВХО им. Д. И. Менделеева, 1979.
62 с.
11. Пащенко В. Н., Беляев В. М.//Умл. пром. 1978. № 9. С. 62—64.
12. Бекин Н. Г., Захаров Н. Д., Пеунков Г. К. Оборудование и основы проек-
тирования заводов резиновой промышленности. Л.: Химия, 1985. 504 с.
13. Кавецкий Г. Д. Оборудование для производства пластмасс. М.: Химия,
1986. 224 с.
14. Назаров В. И., Мелконян Р. Г., Калыгин В. Г. Техника уплотнения сте-
кольных шихт. М.: Леппромбытиздат, 1986. 190 с.
15. Материалы 2-го Всесоюзного совещания по современным методам грану
лирования и капсулирования удобрений. М.: ВХО им. Д. И. Менделеева.
1983. 163 с.
16. Колпашников А. И., Ефремов А. В. Гранулированные материалы. М.: Ме-
таллургия. 1977. 240 с.
17. Кувшинников И. М. Минеральные удобрения и соли. Свойства и способы
их улучшения. М.: Химия, 1987. 256 с.
18. Классен П. В., Гришаев И. Г. Основные процессы технологии минеральных
удобрений. М.: Химия, 1990. 304 с.
10. Schultz 1. Г, Hignett Т. Р.//Ь-дл Int. Symp. Agglomerat. Toronto. June 2—
5, 1985. New York, 1985. P. 339—355.
20. Кочетков В. H. Гранулирование минеральных удобрений. М.: Химия
1976. 224 с.
21. Классен П. В., Гришаев И. Г. Основы техники гранулирования. М.: Хи-
мия. 1982. 272 с.
22. Rumpf W.//Chem. Ing. Techn. 1974. В. 46. N 1. S. 1—11.
23. Генералов M. Б. и др. Расчет оборудования для гранулирования мине-
ральных удобрений. М.: Машиностроение, 1984. 192 с.
24. Капиллярная химия: Пер. с японск./Под ред. К- Тамиру. М.: Мир, 1983
272 с.
25. Сумм Б. Д., Горюнов Ю. В. Физико-химические основы смачивания и рас
текания. М.: Химия, 1976. 231 с.
26. Зимон А. Д. Адгезия пыли и порошков. 2-е изд. М.: Химия, 1976. 432 с.
27. Дерягин Б. В., Кротова И. А. Адгезия твердых тел. М.: Наука, 1973
279 с.
28. Джейкок М., Парфит Дж. Химизм поверхностей раздела: Пер. с англ. М.:
Мир, 1984. 220 с.
29. Сумида А1.//Фунтай когаку. 1970. Т. 7. № 1. С. 50—58.
233
30. Думнов В. С. Способ определения гидрофильности поверхности пористых
материалов//3ав. лаб. 1970. Т. 36. № 2. С. 209.
31. Классен П. В. и др.//ЖПХ. 1979. № 12. С. 2673—2676.
32. Темкин А. Г., Журавлева В. П., Чаплина А. //.//Труды ИТМО АН БССР
«Массотеплоперенос в капиллярно-пористых строительных материалах».
Минск: ИТМО, 1977. С. 80—83.
33. Борисов В. М. и др.//ЖПХ. 1987. Т. LX. № 2. С. 398—400.
34. Курепин В. В., Бегункова А. Ф.//Инж.-физ. журн. 1975. № 4. С. 613—
619.
35. Терещенков В. В. Разработка оптимального процесса охлаждения фос-
форсодержащих минеральных удобрений в аппаратах с псевдоожиженным
слоем: Дисс. ... канд-та техн. наук. М.: НИУИФ, 1983. 176 с.
36. Санжаровский А. Т. Методы определения механических и адгезионных
свойств полимерных покрытий. М.: Наука, 1974. 168 с.
37. Шомин И. П. и др.//ЖПХ. 1978. Т. II. С. 7—10.
38. Шомин И. П. Исследование параметров работы валковых прессов для
производства гранулированных удобрений: Дисс. ... канд-та техн. наук. М.:
МИХМ, 1977. 156 с.
39. Классен П. В., Гришаев И. Г., Шомин И. //.//Проблемы химии и хими-
ческой технологии. М.: Наука, 1977. С. 261—269.
40. Борисов В. М., Классен П. В., Гришаев И. Г.//ТОХТ. 1976. Т. X. Ns 1.
С. 80—86.
41. Murthu D. V., Ananth М. S.//Chem. Eng. J. 1982. V. 23. N 2. P. 177—
183.
42. Capes С. E., Danckwerts P. V.-/Insights Chem. Eng., Oxford e. a. 1981.
P. 302—308.
43. Capes С. E., Danckwerts P. V. e. a.//Insights Chem. Eng., Oxford e. a.
1981. P, 309—316.
44. Ouchiyama Norio, Tanaka Tatsuo//S. Soc. Powder Technol. Jap. 1982. V. 19.
N 3. P. 183—190.
45. Витюгин В. M., Ланцман И. И., Мискарли А. /(.//Металлы. 1975. Ns 5.
С. 29—32.
46. Балес А. А., Витюгин В. Л1.//Изв. вузов. Черная металлургия, 1981. Ns 10.
С. 21—24.
47. Исаев Е. А., Шогин В. Н., Шаблин Н. ////Материалы конференции «Ме-
таллургавтоматика». Кривой Рог: УГПИ. 1979. С. 14—15.
48. Исаев Е. А., Онищенко В. М., Бунько В. Д.//Изв. вузов. Горный журнал.
1983. Ns 4. С. 83—86.
49. Исаев Е. А., Шохин В. Н.//Т&Ы же. 1982. Ns 11. С. 7—8.
50. Макевнин М. П., Першин Е. Ф., Свиридов М. М.//Хим. и нефт. маш-ние.
1984. Ns 9. С. 31___33.
51. Луцик И. /7.//ТОХТ.' 1984. Т. XVIII. Ns 6. С. 780—783.
52. Пеньков Н. В., Флисюк О. М., Быков В. А.//ЖПХ. 1985. Ns 5. С. 1158—
1164.
53. Шомин И. П. и <Эр.//ТОХТ. 1988. Т. XXII. Ns 3. С. 325—330.
54. Мазяк 3. Ю. Тепло- и массоперенос в пористых телах при переменных
потенциалах в среде. Львов: Вища школа, 1979. 118 с.
55. Першин В. Ф. Исследование, разработка и методика расчета режимных
и геометрических параметров машин барабанного типа: Дисс. ... канд-та
техн. наук. М., 1978. 143 с.
56. Срибнер Н. Г.//Хим. пром. 1979. Ns 4. С. 40—43.
57. Першин В. Ф.//Хим. и нефт. маш-ние. 1986. Ns 12. С. 15—16.
58. Суркова Л. В., Макаров Ю. //.//Там же. 1972. Ns 11. С. 14—15.
59. Вилесов Н. Г. и др. Процессы гранулирования в промышленности. Киев:
Техшка, 1976. 192 с.
60. А. с. 528112 СССР, МКИ В 01 J 2/00. Способ гранулирования суперфос-
фата. Б. И. Ns 34. 1976.
61. Казаков И. А., Классен П. В.//Хим. пром. 1986. Ns 6. С. 357—360.
62. Гузь М. А. Разработка метода расчета высокоскоростного гранулятора
окатывания для мелкодисперсных материалов: Дисс. ... канд-та техн. наук.
М.: МИХМ, 1982. 206 с.
234
63. Казаков А. И., Классен П. В., Кан С. В.//Хим. пром. 1989.
64. Г. А. Виноградов и др. Прокатка металлических порошков. М.: Метал-
лургия. 1979. 381 с.
65. ' Катрус О. А.//Порошковая металлургия. 1978. № 1 (181). С. 34—40.
66. Баскаков А. П., Гальперин Л. Г., Витт О. К-//Хим. и технол. топлив и ма-
сел. 1966. № 8. С. 14—17.
67. Мурадов Г. С., Шомин И. П. Получение гранулированных удобрений
прессованием. М.: Химия, 1985. 208 с.
68. Зябицкий А. А. Теоретические основы формования волокон. М.: Химия,
1979. 504 с.
69. Фишер Э. Экструзия пластических масс. М.: Химия, 1970. 253 с.
70. Торнер Р. В. Основные процессы переработки полимеров. М.: Химия.
1972. 456 с.
71. Виноградов Т. В., Малкин А. Я. Реология полимеров. М.: Химия, 1977.
438 с.
72. Бертенев Г. М. Структура и релаксационные свойства эластомеров М.:
Химия, 1979. 353 с.
73. Чанг Дей Хан. Реология в процессах переработки полимеров. М.: Химия,
1979. 368 с.
74. Александрова iC. Г., Иванов О. И., Бекин Н. Г.//Машины и технология
переработки каучуков, полимеров и резиновых смесей. Ярославль: ЯПИ.
1978. С. 13—17.
75. Сигаев И. П., Иванов О. И., Александрова С. Г.//Хим. маш-ние. 1977.
Выл. VII. С. 81—87.
76. Шейн Ц. Я., Александров С. Г.//Тр. МИХМ. 1973. Вып. 47. С. 100—
107.
77. Уилкинсон У. Л. Неньютоновские жидкости. М.: Мир, 1964. 214 с.
78. Гольдштейн М. И. Механические свойства грунтов. М.: Наука, 1978. 278 с.
79. Волков Ф. Г., Картошкин А. Д.//Исследование и конструирование тепло-
химической и тепло- и массообменной аппаратуры. М.: НИИХиммаш.
1977.
80. Остапенко Ю. А., Я рошу к Л. Д.//Хшл. технол. 1982. № 6. С. 53—55.
81, Каталымов А. В., Цетович А. //.//Материалы республ. научн. конф
«Сушка и грануляция продуктов микробиологического и тонкого химиче-
ского синтеза». Тамбов: ТИХМ. 1981. С. 38—39.
82. Гришаев И. Г. и др.//Тр. НИУИФ. 1976. Вып. 2. С. 1—4.
83. Классен И. В. и др.ЦХим. пром. 1970. № 6. С. 450—452.
84. Картошкин А. Д„ Шаповалова О. Г., Киприянов Ю. И.//Хим. пром. 1979.
№ 1. С. 40—43.
85. Классен П. В., Шаповалова О. Г.//ТОХТ. 1978. Т. XII. № 2. С. 310—
313.
86. Борщев В. Я. Кинетика гранулирования и моделирование процесса в ба-
рабанном грануляторе-сушилке (БГС): Дисс. ... канд-та техн. наук. М.:
МИХМ, 1983. 126 с.
87. Рудобашта С. //.//Материалы республ. научн. конф. «Сушка и грануля-
ция продуктов микробиологического и тонкого химического синтеза»
Тамбов: ТИХМ. 1981. С. 31—35.
88. Геладзе Л. Б. Разработка способов улучшения качества гранул фосфор-
содержащих удобрений на основе изучения физико-химических условий
их получения: Дисс. ... канд-та техн. наук. М.: НИУИФ, 1979. 188 с.
89. Тодес О. М. Обезвоживание растворов в кипящем слое. М.: Металлургия.
1973. 289 с.
90. Шахова И. А., Гришаев И. Г.//ТОХТ. 1973. Т. XII. № 5. С. 781.
91. Лыков А. В. Тепломассообмен. М.: Энергия, 1972. 381 с.
92. Псевдоожижение: Пер. с англ./Под ред Н. И Гельперина. М.: Химия.
1974. 728 с.
93. Таганов И И. Исследования статистической гидромеханики псевдоожи-
женного слоя и ее влияния на процессы межфазного тепло- и массопере
носа- Дисс. ... д-ра техн. наук. Минск: ИТМО АН БССР, 1969. 457 с.
94. Шаповалова О. Г. К развитию гидродинамических расчетов аппаратов с
235
псевдоожиженным слоем зернистого материала: Дисс. ... каид-та техн,
наук. М.: МИХМ, 1975. 166 с.
95. Шахова И. А., Классен П. В.//ТОХТ. 1973. Т. VII. № 1. С. 64.
96. Гельперин И. И., Айнштейн В. Г., Кваша В. Б. Основы техники псевдо-
ожижения. М.: Химия. 1967. 664 с.
97. Тодес О. М. и др.ЦХны. пром. 1971. № 7. С. 535—541.
98. Классен П. В., Шахова Н. А//ТОХТ. 1973. Т. VII. № 3. С. 457—460.
99. Классен П. В., Шахова И. А//ТОХТ. 1974. Т. VIII. № 2. С. 250—256.
100. Какилашвили О. И. Обезвоживание и грануляция в аппарате фонтани-
рующего слоя с дополнительным вводом теплоносителя: Дисс. ... канд-та
техн. иаук. М.: МТИ, 1984. 230 с.
101. Воронина Л. Ф. Гидродинамика и теплообмен фонтанирующего слоя с ис-
кусственно сформированным ядром: Дисс. ... канд-та техн. наук. Киев:
1985. 227 с.
102. Сажин Б. С. Основы техники сушки. М.: Химия, 1984. 320 с.
103. Клименко Ю. Г., Рабинович М. И., Воронина Л. Ф.//Пром. теплотехн.
1983. Т. 5. № 4. С. 23—26.
104. Клименко Ю. Г., Рабинович М. И., Воронина Л. Ф.//ДАН УССР. 1982.
Сер. А. № 1. С. 77—80.
105. Рабинович М. И. Тепловые процессы в фонтанирующем слое. Киев: Нау-
кова думка, 1977. 317 с.
106. Муштаев В. И., Ульянов В. М. Сушка дисперсных материалов. М.: Химия,
1988. 352 с.
107. Zittman Н., Sliva D. E.//Proe. 4-th Int. Heat Transfer Conf. Paris. 7.
ST 1.4. 1970. P. 73.
108. Клименко Ю. Г. и др.//Пром. теплотехн. 1981. Т. 3. № 4. С. 11—16.
109. Полевич А. А. Интенсификация процесса сушки — гранулирования рас-
творов и паст в фонтанирующем слое с использованием встречных струй:
Дисс. ... канд-та техн. наук. М.: МТИ, 1988. 250 с.
ПО. Казакова Е. А. Гранулирование и охлаждение в аппарате с кипящим
слоем. М.: Химия, 1973. 152 с.
111. Холин Б. Г. Центробежные и вибрационные грануляторы плавов и рас-
пылители жидкости. М.: Машиностроение, 1977. 182 с.
112. Иванов А. Б., Иванов М. Е.ЦТр. ГИАП. 1975. Вып. 46. С. 65—70.
113. Иванов М. Е. и др.//Хим. цром. 1973. № 5. С. 56—60.
114. Муштаев В. И., Ульянов В. М., Тимонин А. С. Сушка в условиях пневмо-
транспорта. М.: Химия, 1984. 230 с.
115. Тодес О. М., Цитович О. Б. Аппараты с кипящим зернистым слоем. Л.:
Химия, 1981. 295 с.
116. Митрофанов А. Д. Исследование и разработка скоростного аммонизато-
ра-испарителя для получения фосфатов аммония: Дисс. ... канд-та техн,
наук. М.: НИУИФ, 1980. 159 с.
117. Минаев Г. А. Исследование струйных течений в зернистом слое. Разработ-
ка теоретических основ расчета и конструирования аппаратов с дисперс-
ной твердой фазой: Дисс. ... д-ра техн. наук. М.: МИХМ. 1977. 293 с.
118. Цетович А. И. Исследование гидродинамики аппаратов с активными
струйными течениями в зернистом слое: Дисс. ... канд-та техн. наук. М.:
МИХМ, 1978. 185 с.
119. Буевич Ю. А., Минаев Г. А., Эленгорн С. Л1.//ИФЖ. 1976. Т. 30. № 2.
С. 197—200.
120. Лукашов В. И. Исследование аэродинамики и массопереноса в зонах
локального фонтанирования аппаратов с неподвижным и псевдоожижен-
ным слоем: Дисс. ... канд-та техн. иаук. М.: МИХМ, 1975. 236 с.
121. Гришаев И. Г. Научное обоснование методов повышения эффективности
аппаратов производства комплексных удобрений, разработка и внедрение
новых конструкций: Дис. ... д-ра техн. наук. М.: МИХМ, 1984. 363 с.
122. Назирова Л. 3. Разработка н внедрение процесса аммонизации гранул
двойного суперфосфата в многозонном барабанном аммонизаторе-холо-
дильнике. Дисс. ... канд-та. техн. наук. М.: НИУИФ, 1986. 143 с.
123. Буевич Ю. А., Колесникова Н. А., Минаев Г. А. Плоские задачи газорас-
пределения в зернистых слоях. М.: ИПМ АН СССР, 1979. 58 с.
226
124. Буевич Ю. А., Минаев Г. А. Струйное псевдоожижение. М.: Химия. 1984.
136 с.
125. Гришаев И. Г., Назирова Л. 3.//Хнм. пром. 1988. № 4. С. 231—234.
126. Гришаев И. Г., Назирова Л. 3.//Хим. пром. 1982. № 7. С. 408—410.
127. Гришаев И. Г., Классен П. В., Цетович A. Д.//ТОХТ. 1977 Т XI № 3.
С. 437—443.
128. Рахлин 3. Н. Исследование работы и расчет барабанных грануляторов:
Дисс. ... канд-та техн. иаук. М.: МИХМ, 1974. 206 с.
129. Бауман В. А., Клушанцев Б. В., Мартынов В. Д. Механическое оборудо-
вание предприятий строительных материалов, изделий и конструкций. М.:
Машиностроение, 1981. 327 с.
130. Сиденко П. М. Измельчение в химической промышленности. М.: Химия,
1977. 368 с.
131. Андреев В. А., Перов С. Е., Зверевич В. В. Дробление, измельчение и гро-
хочение полезных ископаемых. М.: Недра, 1980. 415 с.
132. Справочник по обогащению руд. Подготовительные процессы. М.: Недра,
1972. Т. 1. 447 с.
133. ГОСТ 23788—79. Грохоты инерционные. Общие технические условия. М.:
Издательство стандартов, 1979. 16 с.
134. Гришаев И. Г.//Промышленность минеральных удобрений и серной кисло-
ты/Реф. сб. НИУИФ. М.: НИИТЭХИМ, 1979. Вып. 4. С. 4—5.
135. Трусов Б. К, Гришаев И. Г., Завидков В. А.//Хим. пром. 1981. № 9.
С. 538—539.
136. Гришаев И. Г., Аристова Е. П., Запольский С. В.//Промышленность ми-
неральных удобрений и серной кислоты. М.: НИИТЭХИМ, 1980. Вып. 1.
С. 1—2.
137. Трусов Б. К. Исследование по увеличению эффективности технологии
производства гранулированных минеральных удобрений: Дисс. ... канд-та.
техн. иаук. М.: НИУИФ, 1975. 154 с.
138. Пат. 3621516 США, МКИ В 29 J 1/00; С 05 g 3/00. Устройство для полу-
чения гранул. Опубл. 1971.
139. Пат. 1117530 Франция, МКИ В 01 J 2/12; С 05 В 19/02. Установка для
получения гранул. Опубл. 1975.
140. Патрикеева Н. И.//Хям. пром, за рубежом. 1973. № 7. С. 48—61.
141. Пат. 2711557 США, МКИ В 29 J 1/00; С 05 g 3/00. Устройство для полу-
чения гранул. Опубл. 1955.
142. Грануляторы химических продуктов: Каталог. М.: ЦИНТИхимнефтемаш,
1987. 16 с.
143. Мозолин Н. А. и др. Виброгрануляторы дисперсных сред.// Хим. и нефт.
маш-ние. 1978. № 7. С. 44—45.
144. Мозолин Н. А. Исследование режимных параметров и конструктивного
оформления процесса виброгранулирования с учетом свойств перерабаты-
ваемых сред. Дисс. ... канд-та техн. наук. Томск: ТПИ, 1980. 141 с.
145. Шахова Н. А. и др.//Хим. пром. 1974. № 2. С. 137—149.
146. А. с. 554881 СССР, МКИ В 01 J 2/18. Устройство для гранулирования
материалов. Б. И. № 15. 1977.
147. А. с. 685321 СССР, МКИ В 01 J 2/16. Устройство для гранулирования
материалов. Б. И. № 43. 1977.
148. А. с. 522391 СССР, МКИ F 26 В 17/32; В 01 J 2/12. Установка для сушки
и гранулирования материалов. Б. И. № 27. 1976.
149. А. с. 1153971 СССР, МКИ В 01 J 2/12. Способ получения гранулирован-
ных сложных минеральных удобрений. Б. И. № 17. 1985.
150. А. с. 1002769 СССР, МКИ F 26 В 11/04. Сушилка-гранулятор. Б. И. №9.
1983.
151. А. с. 1169724 СССР, МКИ В 01 J 2/12. Устройство для сушки и гранули-
рования материалов Б. И. № 28. 1985.
152. А. с. 1180660 СССР, МКИ F 26 В 11/04. Установка для сушки и грану-
лирования материалов. Б. И. №35. 1985.
153. А. с. 1264967 СССР, МКИ В 01 J 2/12. Устройство для получения грану-
лированных минеральных удобрений. Б. И. № 39. 1986.
237
154. А. с. 1304865 СССР, МКИ В 01 J 2/12. Устройство для гранулирования
минеральных удобрений. Б. И. № 15. 1987.
155. Лыков М. В.//Гр. НИУИФ. М: НИУИФ, 1980. Вып. 237. С. 3—25.
156. Каганович Ю. fl., Злобинский А. Г. Промышленные установки для сушки
в кипящем слое. М.: Химия, 1970. 176 с.
157. Матур К, Эпстайн Н. Фонтанирующий слой. Л.: Химия, 1978. 288 с.
158. Забродский С. С. и <Эр.//Вопросы интенсификации переноса тепла и мас-
сы в сушильных и термических процессах. Минск: Наука и техника, 1967.
С. 119—129.
159. Романков П. Г., Рашковская Н. Б. Сушка во взвешенном состоянии. М.—
Л.: Химия, 1979. 268 с.
160. Кольман-Иванов Э. 3. Таблетирование в химической промышленности.
М.: Химия, 1976. 200 с.
.161 . Мурахвер В. И., Юницкий В. В. Пресс-формовочиые грануляторы. М.:
ЦИНТИхимнефтемаш, 1977. 32 с.
.162 . Мамонов О. В. Исследование процесса формования пластифицированных
минеральных солей применительно к расчету валковых грануляторов:
Дисс. ... канд-та техн. наук. М.: МИХМ, 1982. 162 с.
463. Кафаров В. В. и др.//ТОХТ. 1981. Т. 2. С. 254—265.
164. ГОСТ 13377—75. Надежность в технике. Термины. М.: Издательство стан-
дартов. 1975. 16 с.
165. Бобышев В. И. и др.//Хнм. и нефт. маш-ние. 1981. № 10. С. 31—33.
166. Майков В. П. Системно-структурное исследование тепло- и массообмен-
ных .аппаратов и установок. Дисс. ... д-ра техн. наук. М.: МИХМ, 1972.
456 с.
.167. Панфилов В. А. Оптимизация технологических систем кондитерских про-
изводств. М.: Пищевая промышленность, 1980. 244 с.
168. Ермоленко Б. В.. Кафаров В. В., Казбекова Н. В.//ТОХТ. 1969. Т. 3.
№ 6. С. 903—918.
.169. Рзаев Т. Г.//ТОХТ. 1981. Т. 15. № 4. С. 625—629.
170. Гришаев И. Г., Классен П. В., Жданов Ю. Ф.//Хим. пром. 1979. № 2
С. 116—117.
171. Жилинский И. Б. Основы надежности и долговечности: Конспект лекций.
М.: МИХМ, 1976. Ч. 2. 154 с.
172. Гришаев И. Г.//Хим. пром. 1983. № 1. С. б—8.
173. Андрианов В. М., Евсюков В. С., Тумин В. М.//Хим. пром. 1980. № 4.
С. 242—245.
174. Андрианов В. М., Евсюков В. С., Тумин В. М.//Хны. пром. 1981. № 2.
С. 117—120.
175. Горелик Р. А.//ТОХТ. 1981. Т 15. № 3. С. 471—473.
176. Козлов В. А., Ушаков И. А. Справочник по расчету надежности аппара-
туры радиоэлектроники и автоматики. М.: Советское радио, 1975. 471 с.
177. Лапидус А. С.//Хим. и нефт. маш-ние. 1981. № 8. С. 21—23.
178. Шумаков Н. С., Кунаев А. М. Агломерация фосфоритов. Алма-Ата: Нау-
ка 1982. 264 с.
179. Классен П. В., Борисов В. Л1., Самигуллина Л. И. и др.ЦХны. пром-сть.
№ 1.1984.0.27—28.
180. Фосфогипс и его использованне/В. В. Иваницкий, П. В. Классен, А. А. Но-
виков и др./ — М.: Химия, 1990. 224 с.
181. Ляшкевич И. М. Новые эффективные строительные материалы на основе
гипса и фосфогипса. Минск: БелНИИНТЙ, 1986. 56 с.
182. Классен П. В., Алпысбаева 3. Т., Анишевский Ф. В.//Вестник сельскохо-
зяйственной науки. № 8. 1988. С. 56—70.
183. Грибняк Т. Т. и др.ЦТОХТ. 1972. Т. 6. № 1. С. 94—100.
184. Овчинников П. Ф. и <Эр.//ТОХТ. 1970. Т. 4. № 4. С. 608—611.
185. Геладзе Л. Б. и др.ЦЖПХ. 1973. Т. 46 № 1. С. 104—107.
186. Членов В. А., Михайлов Н. В. Виброкипящий слой. М.: Наука, 1972.
343 с.
238
:(/igj)----------------------------------------------------
ОРДЕНА ЛЕНИНА ЛИСИЧАНСКИЙ
СОДОВЫЙ ЗАВОД им. В.И.ЛЕНИНА
ИЩЕТ ПОТРЕБИТЕЛЕЙ ШЛАМА И КОНДЕНСАТА.
образующихся при производстве кальцинированной соды.
Состав шлама:
СаС12 6,0-8,0 % MgCO3 1,0-2,5 %
NaCl 0,8-3,0 % СаСО3 10,0-30,0%
СаОдк, 1,5-5,0 % Р2О5 0,4-0,8 %
CaSO4 1,5-2,0 % влага 20,0-40,0%
Общее количество шлама, предлагаемого к реализации -
около 4 млн. м3. Ежегодное производство - 170-180 тыс. т.
Области применения: Изготовление белитового вяжущего
продукта и изделий на его основе - кирпича, пенобетона;
известкование кислых почв.
Конденсат содержит хлориды и сульфаты магния, кальция, железа и
аммония с pH около 9.
I
Потребителям указанных отходов завод готов поставлять
следующую продукцию:
Хлористый кальций твердый (ГОСТ 450- 77)
СаС12 - 76% (масс.)
нерастворимого в воде остатка - 0,5% (масс.)
Хлористый аммоний технический (ГОСТ 2210-73)
NH4C1 - 99,6% (масс.)
NaCl - 0,05% (масс.)
железа — 0,003%(масс.)
Хлористый аммоний реактивный (ГОСТ 3773- 72)
NH4C1-99,5% (масс.)
нерастворимого в воде остатка - 0,002% (масс.)
остатка после прокаливания - 0,005% (масс.)
С вопросами и предложениями обращаться по адресу:
349905, г. Лисичанск, Луганская обл.
Тел. 69—22—11 (гл. инженер), 69—21—59 (отдел охраны природы).
ТОНКОПЛЕНОЧЕ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ I bfflZnO-CEHCOP СИСЛОРОДА В ГАЗАХ
Сенсор предназначен для непрерывного измерения микроконцент- раций кислорода в различных газах (азот, водород, инертные газы, углеводороды и др.), не. образующих взрывчатых смесей. Использу- ется в анализе сухих газовых смесей при отсутствии агрессивных или механических компонентов для широкого диапазона темпера- тур и давления.
Датчиком служит полупроводниковая пленка ZnO, нанесен- ная на диэлектрическую подложку с выведенными метал- лическими контактами для измерения электропроводности ZnO, снабженная автономным нагревателем с терморезис- тором для измерения температуры поверхности чувстви- тельного слоя.
Сенсор обеспечен дистанционной системой контроля, характеризу- ется малой инерционностью, используется для одновременного многоточечного контроля.
ОСНОВНЫЕ ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ СЕНСОРА:
Оптимальный температурный диапазон чувствительности, °C 250—300 Максимальная чувствительность по кислороду, ppm 0.01 Минимальное время отклика, мс 10 Толщина пленки, мкм 1 Материал подложки Полированный плавленный кварц Материал электрода Платина, золото Калибровочные характеристики: электропроводность в чистом газе, Ом ”* 10 —4-10 ~5 константа десорбции, с-1 10 —2-10 ~* константа адсорбции,с103-10s
ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ
Организация автоматизированных систем управления; стандартные испытания в экологии, медицине, биологии, химии, физике, метал- лургии, изучении ионосферы земли.
Контактная организация 103064, Москва, ул. Обуха 10, Разработчик—НИФХИ им. П.Я.Карпова. Тел. 227-00—14, доб.22—58 (ГутманЭ.Е.). 1