Dipl. -Ing. Walter H. Duda
Cement-Data-Book
Internationale Verfahrenstechniken der Zementindustrie
2., vollig neubearbeitete und erweiterte Auflage

Bauverlag GmbH Wiesbaden and Berlin
В. Дуда
Цемент
Перевод с немецкого канд.техн.наук Е. Ш. Фельдмана
Под редакцией канд. техн, наук л Б. Э.Юдовича
Москва Стройиздат 1981
Рекомендовано к изданию заместителем министра промышленности строительных материалов СССР А. С. Болдыревым.

Дуда В.
Д 81 Цемент/Пер. с нем. Е. Ш. Фельдмана; Под ред. Б. Э. Юдовича. — М..: Стройиздат, 1981. — 464 с., ил.
В книге известного американского специалиста В. Дуды изложен обширный материал по цементному производству. Приведены данные о видах сырья и способах его подготовки, описаны технологические процессы и конструкции оборудования, применяемые при производстве цемента, и даиы их технические и эксплуатационные характеристики. Значительное внимание уделено сравнению различных типов оборудования и определению наиболее эффективной области его применения.
Книга предназначена для инженерно-технических работников цементной промышленности и смежных отраслей.
Д Зо2()-9 27Я- 101-81.	3203000000
047(00—81
101-81.	3203000000	ББК 3оЛ*
6П7.3
© 1977 Bauverlag GmbH Wiesbaden und Berlin
© Перевод на русский язык, Стройиздат, 1981
Предисловие редактора перевода
В предлагаемой фундаментальной работе Вальтера Дуды «Цемент» всесторонне освещены вопросы современного производства цемента и рассмотрено основное оборудование, применяемое в цементной промышленности. Это наиболее полное из: имеющихся зарубежных изданий такого типа. Из работ подобного назначения и объема, выпущенных в СССР, можно назвать «Справочник по производству цемента» (М., Гос-стройиздат, 1963) под редакцией И. И. Холина, но он содержит относительно мало сведений о зарубежном опыте.
К достоинствам книги В. Дуды относятся полнота и простота изложения, достаточная объективность оценки, новизна", материала.
В книге освещен международный опыт по производству цемента. Однако основное внимание уделено оборудованию для: производства цемента, выпускаемому в США, ФРГ и Дании, достаточно хорошо освещен опыт ГДР, ПНР, ЧССР и ВНР (исследования Б. Беке), меньше сведений об английском и французском оборудовании, что связано с утратой до известной степени, этими странами ведущей роли в цементном машиностроении.
Приведены основные справочные данные о советском оборудовании. К сожалению, недостаточно освещен японский опыт,, особенно в области обжига клинкера1.
При изложении нового материала некоторые высказывания автора спорны как в отношении общих положений, так и щ оценке отдельных видов технологического оборудования. Так, тепловой к. п. д. шаровой мельницы оценивается автором в одном случае 10—20%, а в другом принимается по существу равным нулю. В отечественной практике эта характеристика не-применяется.
Автор активно пропагандирует использование валковых мельниц при помоле сырья и цемента, требующих низких удельных энергозатрат. Однако для них необходима строжайшая автоматизация питания и сортировки материала на входе, и даже при этом валковые мельницы ненадежны в работе, нуждаются в автоматизации ремонта и блочной замене вышедших из: строя деталей.
Две последние главы книги, посвященные вопросам футеровки обжиговых агрегатов и пылеулавливающему оборудованию-цементной промышленности, содержат относительно мало новых сведений для советского читателя в связи с недавним выходом в свет монографий В. И. Шубина «Футеровка цементных вращающихся печей» (М., Стройиздат, 1975) и Ф. Г. Банита,
1 Некоторые сведения можно найти в докладах Миядзавы и Оно в т. I Трудов VI Международного конгресса по химии цемента в Москве (М., Стройиздат, 1976).
А. Д. Мальгина «Пылеулавливание и очистка газов в промышленности строительных материалов» (М., Стройиздат, 1979). Поэтому с разрешения автора соответствующие главы в переводе опущены.
Настоящий перевод осуществлен канд. техн. наук Е. Ш. Фельдманом с немецкого варианта 2-го издания книги, вышедшей в подлиннике на двух языках — немецком и английском. При редактировании перевода из двух не всегда адекватных вариантов подлинника выбирался более информативный и простой по характеру изложения. Были исправлены некоторые, впрочем, очень редкие ошибки и опечатки, дополнен список литературы. Для облегчения пользования неметрическими мерами, которые пришлось сохранить, в конце книги приложена переводная таблица для их пересчета в метрические единицы. Следует учесть, что некоторые известные единицы имеют в данной книге другие значения. Например, 1 л. с. в США принимается равной 746 Вт, а не 735,5 Вт, как в СССР и других странах. Метрическая система использовалась во всех случаях, где это было возможно.
Предлагаемая читателям книга В. Дуды существенно выделяется из ряда изданий, выпущенных в последние годы за рубежом в области производства цемента. Она будет полезна инженерам, занятым в цементной промышленности и смежных отраслях, а также молодым специалистам и студентам.
Б. Э. Юдович
Предисловие ко второму изданию
Первое издание этой книги было распродано за несколько месяцев после выхода из печати. Специалисты всего мира вы* сказали пожелания о дополнении и расширении справочного' материала. Поэтому при втором издании книга подверглась значительной переработке, в результате чего выпущено капитальное издание по технологии мировой цементной промышленности.
Автор и издательство.
Предисловие автора
При работе над книгой по производству цемента преследовалась цель дать в наиболее сжатой форме всестороннее представление о способах производства, машинах и установках, применяемых в мировой цементной промышленности, причем особое внимание было уделено цифровому материалу, диаграммам-и таблицам.
Различие местных условий в разных странах не позволило' дать однозначной оценки тому или иному способу производства. Способы производства и оборудование, которым отдают предпочтение в одной стране, часто становятся менее эффективными при изменении географических, технологических и эко-^ комических условий или при использовании на предприятиях иной мощности. Только в том случае, когда оговорены особые условия и четко задана область применения со всеми ограничениями, можно однозначно оценить способ производства. Способы производства, не имеющие перспективы дальнейшего применения, в целях ограничения объема здесь не приводятся. Также очень кратко описаны новые способы, находящиеся в. начальной стадии разработки.
При работе над книгой использованы первоисточники главным образом на английском, немецком и славянских языках. Также приняты во внимание французские и японские материалы.
Издание настоящей книги по производству цемента несомненно будет способствовать обмену международным опытом, поскольку многие данные, методы расчета и т. п. из-за языковых трудностей известны специалистам только определенных территориальных регионов.
Я приношу благодарность различным фирмам, предоставившим в мое распоряжение иллюстрации и цифровой материал, библиотекарю Г. Яшуре за ценные библиографические справки, г-ну Р. Кнаппу из издательства «Бауферлаг» за многочисленные ценные советы и помощь при подготовке рукописи, а также издательству «Бауферлаг» за прекрасное оформление книги.
Вальтер Г. Дуда, Алентаун, Пенсильвания (США).
Предисловие издательства
Эта книга, являющаяся результатом многолетней работы, вызвала очень большой интерес еще до выхода из печати. Особенность ее состоит в том, что после обработки многочисленных литературных источников в нее включены такие сведения, методы расчета и технологические способы, которые раньше были известны и применялись только внутри отдельных территориальных регионов. Тем самым внесен значительный вклад во взаимное обучение специалистов по производству цемента, принадлежащих к различным языковым группам и географическим районам и обладающих различным производственным опытом. В этом заключается большое значение книги. Она помогает каждому читателю ознакомиться с образом мыслей и методами работы зарубежных коллег.
В целях ограничения объема в книге в основном приведены данные, необходимые для повседневной работы. В некоторых случаях для уточнения информации следует обратиться к первоисточникам.
Мы благодарим всех специалистов, помогавших советами при подготовке настоящей книги.
Издательство «Бауферлаг», Висбаден, ФРГ.
1.	Сырье
Для производства цемента могут применяться как природные вещества, так и промышленные продукты. Исходными материалами служат минералы, содержащие главные составные части цемента: оксид кальция, кремнезем, глинозем и оксид железа. Эти компоненты редко содержатся в нужном соотношении в каком-либо одном виде сырья. Поэтому часто приходится подбирать сырьевую смесь по расчету из составляющей, богатой известью (карбонатный компонент), и составляющей, бедной известью, но содержащей кремнезем, глинозем и оксид железа (глинистый компонент). Двумя основными компонентами сырьевой смеси, как правило, служат известняк и глина пли известняк и мергель.
1.1.	Карбонатные породы
Содержание карбонатного компонента в цементной сырьевой смеси обычно достигает 76—80%. Поэтому химические и физические свойства этого компонента оказывают решающее влия
ние на выбор технологии производства цемента и производственных агрегатов.
1.1.1.	Известняк. Карбонат кальция СаСО3 широко распространен в природе. Для производства портландцемента пригоден карбонат кальция всех геологических формаций. Наиболее чистыми формами известняка являются известковый шпат (кальцит) и арагонит. Известковый шпат имеет гексагональную кристаллическую структуру, а арагонит — ромбическую. Плотность известкового шпата равна 2,7, а арагонита — 2,95 т/м3. Макрозернистой разновидностью известкового шпата является мрамор. Однако использовать мрамор для производства цемента неэкономично.
Наиболее распространенными и часто похожими на мрамор формами карбоната кальция являются известняк и мел. Известняк имеет в основном мелкозернистую кристаллическую структуру. Твердость известняка определяется его геологическим возрастом: чем древнее геологическая формация, тем, как правило, тверже известняк. Твердость известняка находится в интервале от 1,8 до 3,0 по шкале твердости Мооса, а плотность — в интервале от 2,6 до 2,8 т/м3. Наиболее чистый известняк имеет белый цвет. Чаще всего в известняке содержатся примеси глинистых веществ и соединений железа, которые и определяют его цвет.
1.1.2.	Мел. С точки зрения геологии мел является относительно молодой осадочной породой, образовавшейся в меловой период. В противоположность известняку мел имеет более рыхлую, землистую структуру; это свойство позволяет отнести мел к сырью, как бы специально предназначенному для мокрого способа производства цемента. Поскольку добыча мела производится без взрывных работ и, кроме того, мел не требует дробления, применение такого сырья значительно снижает стоимость производства цемента. Обычно содержание карбоната кальция в меле составляет 98—99% при незначительных примесях SiO2, А120з и MgCO3.
1.1.3.	Мергель. Известняк с примесями кремнезема и глинистых веществ, а также оксида железа называют мергелем. Мергели представляют собой переходную ступень к глинам. Благодаря широкому распространению мергели часто служат сырьем для производства цемента.
В геологическом отношении мергели относятся к осадочным породам, образовавшимся при одновременном осаждении карбоната кальция и глинистых веществ. Твердость мергеля ниже твердости известняка; чем больше глинистых веществ содержится в мергеле, тем ниже его твердость. Иногда в мергеле также содержатся битумные составляющие. Цвет мергеля зависит от глинистых веществ и меняется от желтого до серо-черного. Мергели являются прекрасным сырьем для производства цемента,
9
так как представляют собой однородную смесь карбонатной и глинистой составляющих.
Известковый мергель, химический состав которого соответствует составу портландцементной сырьевой смеси, применяется для производства так называемого натурального портландцемента; однако месторождения такого сырья встречаются редко. В зависимости от количественного соотношения карбонатного и глинистого компонентов в состав цементной сырьевой •смеси входят различные карбонатно-глинистые породы (табл. 1.1.З.1.).
Таблица 1.1.3.1. Классификация карбонатно-глинистых пород
Порода	Содержание СаСО3, %
Известняк	96—100
Известняк мергелистый	90—96
Мергель известковый	75—90
Мергель	40—75
Мергель глинистый	10-40
Глина мергелистая	4—10
Глина	0—4
В табл. 1.1.3.2 приведен химический состав различных известняков и мергелей, применяющихся для производства портландцемента.
Таблица 1.1.3.2. Химический состав известняков и мергелей, %
Компонент	Известняк	Известняк	Известняк	Известняк	Мергель	Мергель	Мергель
S1O2	3,76	6,75	4,91	4,74	27,98	33,20	21,32
А120з	1,10	0,71	1,28	2,00	10,87	8,22	4,14
	0,66	1,47	0,66	0,36	3,08	4,90	1,64
СаО	52,46	49,80	51,55	51,30	30,12	27,30	39,32
MgO	1,23	1,48	0,63	0,30	1,95	1,02	0,75
К2О	0,18	Следы	Следы	0,16	0,20	0,12	0,06
Na2O	0,22	Следы	Следы	0,28	0,33	0,18	0,08
SO3	0,01	1,10	0,21	—	0,70	0,37	—
Потери при прокаливании	40,38	39,65	40,76	40,86	24,68	24,59	32,62
Итого	100,00	99,96	100,00	100,00	99,91 .	99,90	99,93
1.2.	Глинистые породы
Другим важным сырьем для производства цемента является глина. Глины в основном представляют собой продукты вывет-10
ривания щелочных и щелочноземельных алюмосиликатов, таких как полевые шпаты и слюды.
Основными компонентами глин являются гидроалюмосиликаты. Глины подразделяются на следующие минеральные группы [6]: группа каолинов Al2O3-2SiO2-2H2O— каолинит, диккит, накрит, галлуазит; группа монтмориллонитов — монтмориллонит Al2O3-4SiO2-H2O+nH2O, бейделлит Al2O3-3SiO2-nH2O, нонтронит (Al, Fe)2O3-3SiO2-nH2O, сапонит 2MgO-3SiO2-nH2O; группа щелочесодержащих глин — глинистые гидрослюды, включая иллит,— минералы с различным соотношением К2О, MgO, А12Оз, SiO2, Н2О.
Минералы группы каолинов различаются содержанием SiO2, кристаллографической структурой и оптическими свойствами. Название «каолинит» применяется для обозначения основного минерала группы. Глинистые минералы имеют тонкозернистую текстуру; размеры зерен, как правило, не превышают 2 мкм.
Глинистые минералы [7] имеют следующие удельные поверхности, м2/г: каолин — около 15; галлуазит — около 43; иллит — около 100; монтмориллонит — около 800.
Объемная масса этих минералов составляет [8], т/м3: каолина— 2,60—2,68; галлуазита — 2,00—2,20; иллита — 2,76—3,00.
Точка плавления глин находится в интервале 1150—1785°С (конус Зегера № 1—35).
Химический состав глин различен; имеются глины, содержащие чистые глинистые минералы, и глины, в состав которых входит значительное количество химических примесей, например, гидроксид железа, пирит, кварц, карбонат кальция и т. д. Гидроксид железа чаще всего является красящим компонентом глины; различную окраску глинам также могут придавать органические вещества. Глина без примесей имеет белый цвет. Главным источником появления щелочей в цементах является глинистый компонент сырьевой смеси.
Таблица 1.2.1. Химический состав глин, %
Компонент	Тип глины			
	1-й	2-й	З-й	4-й
Потери при прокалива-	7,19	8,67	10,40	6,40
НИИ				
SiO2	67,29	62,56	52,30	60,10
А120з	8,97	15,77	24,70	18,00
Fe2O3	4,28	4,47	6,10	8,20
СаО	7,27	4,80	4,40	0,80
MgO	1,97	1,38	0,10	0,20
SO3	0,32			1,10	3,80
К2О Na2O	1,20 1,51	} 2,35	} 0,80	} 2,50
Итого	100,00	100,00	99,90	100,00
11
В табл. 1.2.1. приведен химический состав различных глин, ^применяющихся при производстве портландцемента.
1.3.	Корректирующие добавки
Корректирующие добавки вводят в цементную сырьевую смесь в тех случаях, когда ее химический состав не отвечает установленным требованиям. Так, например, для повышения содержания кремнезема в качестве добавки или корректирующего материала применяют песок, глину с высоким процентом крем-•незема, трепел и т. д. При недостатке оксида железа в качестве корректирующего материала применяют колчеданные огарки, железную руду и т. д.
В табл. 1.3.1 приведен химический состав некоторых корректирующих материалов.
Таблица 1.3.1. Химический состав корректирующих добавок, %
Компонент	Диа-ТОМИТ	Боксит	Колчеданные огарки	Железная руда	Колошниковая пыль	Зола-унос	Песок
Потери	при	6,2	15—20	—	5—12	5—15	0,2—4,0	0,2
прокаливании SiO2	77,0	16—22,0	6,6—25	20—25	11—22	26—36	99,2
А120з	1 Те20з	J	9,6	44-58	2—16 62—87	3-9 45—60	5—14 54—69	6,5—9,5 5-8	0,5
СаО	0,3	10—16	0,7—0,9	0,5-2,5	1—9	42—50	—
MgO	0,9	0,2—1,0	0,2-2	1,5-7	0,5-2,5	3—4	—
SO3	—	—	0,8—8	0,3—0,6	0,2—2,5	2,5—3	—
Na2O	1	1,5	—	—			—	0,8-3,5	—
КгО	J		—	—	—	—	—	—
1.4.	Дополнительные компоненты сырьевой смеси
Здесь приведены материалы, содержание которых в цементе ограничивается нормами или опытными данными.
1.4.1.	Оксид магния. Оксид магния в количестве около 2% по массе находится в связанном состоянии в основных клинкерных фазах и, кроме того, содержится в клинкере в виде свободного MgO (периклаз). Периклаз с водой образует Mg(OH)2: MgO+H2O=Mg(OH)2, однако эта реакция протекает очень медленно, когда остальные реакции твердения уже завершены. Поскольку Mg(OH)2 занимает больший объем, чем MgO, то возникает опасность разрушения цементного камня и появления усадочных трещин (магниевая усадка) (см. также разд. 22.2).
В основном MgO содержится в известняке в виде доломита (CaCO3-MgCO3).
Иногда большое количество MgO содержится также в доменных шлаках. При использовании таких шлаков вместо глины в составе сырьевой смеси необходимо следить за тем, чтобы
112
содержание MgO в клинкере оставалось в допустимых пределах (см. пример 2.5 и табл. 2.5).
1.4.2.	Щелочи. Щелочи вносятся с обрабатываемым сырьем— глиной и мергелями, где КгО и Na2O содержатся в мелкозернистом полевом шпате, включениях слюды и глинистом минерале иллите; небольшая часть щелочей образуется из угольной золы при сжигании твердого топлива [139, 245, 7а]. В Средней Европе в составе глин содержится значительно больше К2О, чем Na2O, а в других районах мира, например в США, в глинах содержится большее количество Na2O (см. табл. 1.1.3.2 и 1.2.1.). При обжиге цемента во вращающихся печах часть щелочей улетучивается в зоне спекания и возникает возможность щелочной циркуляции (см. также разд. 1.4.3).
Некоторые заполнители для бетона, применяющиеся, например, в ряде районов США, Дании, ФРГ и ГДР, содержат компоненты, чувствительные к щелочам, например опал (водосодержащий кремнезем), которые вступают в реакцию со щелочами цемента, что при определенных неблагоприятных условиях может привести к неравномерному изменению объема (щелочному вспучиванию). На основе опытных данных для предотвращения щелочного вспучивания в рассматриваемом случае рекомендуют применять цемент с низким содержанием щелочей, при котором общее количество щелочей в пересчете на Na2O(Na2O-]-0,659К2О, % по массе) не превышает 0,6% по массе. С учетом практики других стран [14] в ФРГ также введено ограничение содержания щелочей, равное 0,6% по массе в пересчете на Na2O, однако это ограничение распространяется только на портландцемент. Было установлено, что для шлако-портландцементов можно увеличить предельное содержание щелочей, и поэтому для цементов с низкой эффективной щелочностью1 (цемент NA) при количестве шлака до 50% допускается предельное содержание щелочей, равное 0,9%, а при количестве шлака до 65 %—2,0% по массе [7Ь].
В тех случаях, когда требуется цемент NA, а щелочность клинкера, полученного из имеющегося в наличии сырья, превышает допустимые пределы, необходимо удалить часть летучих щелочей путем частичного отвода (байпаса) печных газов перед их поступлением в теплообменник.
Можно отметить, что федеральные нормы США SS—С—192b, стандарты Американской ассоциации государственного дорожного строительства AASHO и нормы ASTM ограничивают щелочность портландцемента величиной 0,6% в пересчете на Na2O. Указанные ограничения должны соблюдаться, когда цемент вступает во взаимодействие с заполнителями для бетона, чувст-
1 «Эффективная щелочность» обозначает здесь содержание водорастворимых щелочей. (Прим, ред.)
13
вигельными к щелочной реакции. Однако из-за трудности разделения цементов с низкой и высокой щелочностью обычно требуют, как это принято во многих районах США, чтобы все цементы соответствовали нормам низкой щелочности (см. также [7d, 7е, 7f]).
1.4.3.	Сера. Сера встречается в основном в виде сернистых соединений (пирит и марказит FeS2) почти во всех типах цементной сырьевой смеси. При обследовании более 90 месторождений известняка в ФРГ установлено, что максимальное содержание серы (сульфатные и сульфидные соединения) равно 0,16%, а при обследовании 67 месторождений глины оно составляет в среднем 0,22%. Сернистость топлива меняется в значительных пределах — от нуля для природного газа до 3,5% для тяжелого мазута. Уголь Рурского бассейна в среднем содержит 1,1 % серы [1]. При обследовании 21 цементной печи с предварительным подогревом сырья (ФРГ) установлено, что с сырьевой смесью вносится от 0,5 до 11 г SO3 на 1 кг клинкера, а с топливом — при использовании жидкого топлива с очень высоким содержанием серы — максимум 6 г SO3 на 1 кг клинкера [7а, 139].
При горении и газообразовании в зоне спекания печи сера, содержащаяся в топливе и сырьевой смеси, превращается в газообразный продукт SO2, который, вступая во взаимодействие с летучими щелочами печных газов и кислородом, образует парообразный сульфат щелочного металла, конденсирующийся на обжигаемом материале в более холодных зонах печи и подогревателе. Весь сульфат щелочного металла, за исключением небольшой части, остающейся в летучей пыли, возвращается с обжигаемым материалом в зону спекания и вследствие летучести серы разносится по клинкеру.
Если количество SO2 недостаточно для связывания всей щелочи, то возникает циркуляция летучих карбонатов или хлоридов щелочных металлов (см. разд. 1.4.4). Углекислые соли щелочных металлов, не вошедшие в клинкерные фазы, могут снова испариться в зоне спекания.
При избытке SO2 еще в подогревателе начинается его соединение с СаСО3 и образование CaSO4, который возвращается в зону спекания. В зоне спекания снова происходит разложение CaSO4, что приводит к росту содержания SO2 в циркулирующих печных газах. Однако часть неразложившегося CaSO4 попадает в клинкер.
Наличие в сырьевой смеси избыточного количества щелочей по сравнению с количеством, нейтрализуемым при взаимодействии с серой, имеет преимущество, связанное с возможностью применения топлива с высоким содержанием серы без выпуска из печи в атмосферу отработанных газов с заметным содержанием SO2. Сульфат щелочного металла, связанный в клинкере, оказывает благоприятное влияние на начальную прочность це
14
мента. В противоположность этому повышенное содержание серы может привести к возрастанию количества SO2 в отходящих газах, к засорению подогревателей сырьевой смеси и образованию колец привара во вращающихся печах.
Цемент требует добавления минимального количества сульфата кальция — чаще всего в форме молотого гипса — для регулирования сроков схватывания; с другой стороны, максимально допустимое суммарное содержание SO3, которое должно предотвратить сульфатное вспучивание цемента, регламентировано соответствующими нормами и составляет от 2,5 до 4%. В определенных условиях при минимальных нормативных значениях SO3 отсутствует возможность глубокой сульфатизации щелочей.
1.4.4.	Хлориды. Содержание хлоридов в сырьевых смесях обычно составляет от 0,01 до 0,1% по массе, а в редких случаях превышает 0,3% [7а]. Как уже отмечалось, во вращающихся печах хлориды вступают в реакцию со щелочами, что приводит к образованию хлоридов щелочных металлов, которые отводятся с печными газами и осаждаются в подогревателе. Вместе с обжигаемым материалом они возвращаются назад в печь, однако в отличие от сульфатов щелочных металлов почти полностью испаряются в зоне спекания. Поскольку большая часть хлоридов щелочных металлов осаждается в подогревателе сырьевой смеси, между зоной спекания и подогревателем возникает циркуляция, сохраняющаяся до прекращения эксплуатации печи из-за склеивания и образования корки. Эта циркуляция должна быть ослаблена до 10—15% путем частичного отвода (байпаса) печных газов. По опытным данным, частичный отвод печных газов необходим при содержании в сырьевой смеси около 0,015% С1 по массе [7а].
Раньше для повышения начальной прочности даже к самым высококачественным цементам добавляли хлористый кальций. После того как было установлено, что хлорид способствует корродированию стали и представляет особую опасность для напрягаемой проволочной арматуры в предварительно напряженных бетонных конструкциях, в новом издании норм ФРГ по цементу DIN 1164 1970 г. вообще запретили добавлять в цемент хлорид; в то же время количество хлорида, попавшего в цемент при обработке сырья, ограничено 0,1% [7с, 139].
1.4.5.	Фториды. Содержание фторидов в обычной цементной сырьевой смеси находится в пределах 0,03—0,08%. В отличие от хлоридов фториды из-за слабой летучести не образуют неблагоприятной циркуляции в системе печи. В настоящее время в большинстве случаев отказались от практиковавшейся ранее добавки фтористого кальция в сырьевую смесь (до 1%) для улучшения обжига клинкера, так как теперь связывание извести достигается улучшением гомогенизации и тонкости помола сырьевой смеси.
15
1.4.6.	Фосфор. Содержание фосфора в большинстве природных цементных сырьевых смесей очень незначительно (в ФРГ содержание в клинкере Р2О5 составляет от 0,05 до 0,25% [139]). Поскольку приходится перерабатывать материалы, богатые фосфором (например, известняк, богатый Р2О5,— промышленные отходы при добыче фосфора), допустимое содержание Р2О5 в клинкере принято равным 2,5% [12b]. Однако уже при содержании Р2О5, превышающем 0,5%, может снизиться начальная прочность цемента [12с].
1.5.	Минералогический состав портландцементного клинкера
Химический состав портландцементного клинкера дан в табл. 1.5.1.
Таблица 1.5.1. Химический состав портландцементного клинкера, %
SiO2	16—26	СаО	58—67
А12О3	4—8	MgO	1—5
Fe2O3	2—5	К2О + Na2O	0—1
Мп2О3	0-3	SOs	0,1—2,5
ТЮ2	0-0,5	Р2О5	0—1,5
Потери при прокаливании 0,5—3
1.5.1.	Портландцементный клинкер. Основные минералы, которые может содержать портландцементный клинкер, даны в табл. 1.5.2.
Клинкерные минералы не являются чистыми соединениями, а представляют собой смеси, содержащие в незначительном количестве компоненты других минералов в виде смешанных кристаллических соединений; это относится и к остальным химическим примесям клинкера, которые не могут образовать самостоятельных фаз. Поэтому, чтобы четко отличать чистые соединения от клинкерных минералов, Тёрнебом в 1897 г. дал основным минералам клинкера C2S и C2S названия «алит» и «белит» и, еще не зная их состава, исследовал под микроскопом отличия между ними.
1.5.2.	Алит. Алит C3S является основным клинкерным минералом, определяющим прочность цемента. Из шести известных модификаций C3S в клинкере возникают только две1 высокотемпературные модификации, которые стабилизируются путем включения атомов примесей [12а, 139].
1.5.3.	Белит. Белит главным образом представляет собой p-форму C2S. При температуре спекания клинкера, превышающей 1420° С, образуется cz-C2S, а при температуре до 1420° С — tz'-C2S. Последняя форма во время охлаждения клинкера при температуре 670° С превращается в метастабильный [J-C2S.
1 Третья модификация — триклинная — также изредка встречается. (Прим, ред.)
16
Таблица 1.5.2. Минералогический состав портландцементного клинкера
Материал	Область применения		Формула		Сокращенное-обозначение
Трехкальциевый силикат (алит)			3CaO-SiO2		c3s
Двухкальциевый силикат (белит)			2CaO-SiO2		C2S
Трехкальциевый алю-				ЗСаО-А12О3	C3A
минат Четырехкальциевый алюмоферрит		А120з Fe2Og		4CaO- A12OS- Fe2Os	C4AF
Алюмоферрит кальция (смешанно-кри-	А12О3 < Fe2O3		2СаО(А12О3, Fe2Os)		C2(A, F)
сталлическая фаза) Свободная известь			CaO		—
Свободная окись магния (периклаз)			MgO		—
Щелочесодержащий	1 К2о + Na2O >			(K, Na),O-8CaOX	(K, N) CsA,
алюминат	J >so3			X3A12O3	
Сульфат щелочного металла		К2о + Na2O <		(K, Na)2SO4	—
Сульфат кальция		<сьи3		CaSO4	—
При дальнейшем медленном охлаждении из p-C2S может образоваться стабильная у-форма. Этот процесс протекает с увеличением объема на 10% и при определенных условиях может привести к рассыпанию клинкера. Быстрое охлаждение клинкера и наличие примесей препятствует переходу белита в гидравлически инертную у-фазу, снижающую его качество.
Белит твердеет значительно медленнее алита, но в конце концов достигает такой же прочности, как алит.
1.5.4.	Если в клинкере глинозема содержится меньше, чем оксида железа (в молях), то оба компонента, вступая в соединение с известью, образуют алюмоферрит кальция (см. табл. 1.5.2.)—смешанно-кристаллическую фазу с конечным членом 2СаО-Ее2Оз, где Fe может непрерывно замещаться AL Этот смешанно-кристаллический ряд сохраняет стабильность до молярного отношения А120з: Ее20з=2 : 1; однако в портландцементом клинкере, содержащем только соединения, богатые известью, ряд завершается уже при отношении 1:1. Если в клинкере преобладает глинозем, то его избыток сверх указанного отношения (как это имеет место в формуле 4СаО-А12Оз-•Fe2O3) образует трехкальциевый алюминат, богатый известью.
Трехкальциевый алюминат очень легко вступает в реакцию с водой, однако не имеет ясно выраженных гидравлических
2—394
17
свойств и совместно с силикатами повышает начальную прочность цемента. Алюмоферрит кальция мало способствует гидравлическому твердению цемента [7].
1.5.5.	Как уже указывалось в разд. 1.4.3, щелочи только тогда попадают в клинкерные фазы, когда количество SO3, содержащееся в клинкере, недостаточно для полного образования щелочных сульфатов. Щелочи входят в состав всех клинкерных фаз, однако преимущественно содержатся в алюминатной фазе в виде смешанных кристаллов, причем состав, указанный в формуле табл. 1.5.2, может быть получен только в присутствии SiO2[12b].
1.6.	Расчетный минералогический состав клинкера
Химический анализ позволяет установить состав оксидов, входящих в клинкер и цемент. Р. X. Богг [13] разработал метод расчета, по которому на основе данных химического анализа может быть рассчитано содержание клинкерных минералов, прежде всего C3S, C2S, -С3А и C4AF. Необходимо отметить, что Богг назвал состав клинкера, определенный с помощью этого метода, «потенциальным» (расчетным) составом. Здесь понятие «расчетный» подразумевает возможный, но не фактический состав, и поэтому расчетный состав, найденный по методу Бог-га, не идентичен фактическому минералогическому составу клинкера.
Применение расчетного метода Богга получило широкое распространение благодаря наглядности при определении состава клинкера и возможности предсказания свойств цемента. Этот метод расчета уже включен в стандарты на цемент, действующие в США, СССР и многих других странах. Однако стандарты на цемент в США содержат указание, согласно которому ограничения, накладываемые на расчетное содержание соединений, не требуют, чтобы присутствующие оксиды полностью входили в состав этих соединений [14].
Если содержания оксидов CaO, SiO2, А12О3, Fe2O3 обозначить буквами a, b, с, d, а соединений C3S, C2S; С3А, C4AF— буквами w, х, у, z, то можно провести соответствующие расчеты. Но прежде необходимо отметить, что C3S содержит 73,69% СаО и 26,31% SiO2, a C2S содержит 65,12% СаО и 34,88% SiO2. Составы С3А и C4AF приведены в табл. 1.6.1.
Теперь с учетом табл. 1.6.1 можно сказать, что в смеси из четырех соединений количество СаО в C3S равно 0,7369 процентного содержания C3S; количество СаО в C2S равно 0,6512 процентного содержания C2S и т. д. Общее количество СаО равно сумме этих значений:
а = 0,7369^4-0,6512х+ 0,62271/ 4-0,4616г;
Ь = 0,2631аг> +0,3488х;
18
Таблица 1.6.1
Символ	Формула	СзЗ (to)	C2S (x)	С,А (у)	C,AF (г)
а	СаО	0,7369	0,6512	0,6227	0,4616
ь	SiO»	0,2631	0,3488	—	—
с	А12О3	-	1	—	0,3773	0,2098
d	Fe2O3	-—	—	—	0,3286
с= 0,3773р + 0,2098г;
d = 0,3286z.
Отсюда находим значения w, х, у, г:
и> = 4,071а —7,6006 —6,718с—l,430~d;
х = 8,6026 + 5,068с — 3,071а + 1,078 d;
у= 2,650с 4- l,692d;
а = 3,043d.
После подстановки оксидов и соединений вместо обозначающих их букв получаем:
C3S = 4,071 СаО —7,600 SiO2 —6,718 А12О3— l,430Fe2O3;
С2 S = 8,602 SiO2 + 5, Об8А12Оз + 1,078Fe2O3 — 3,071 СаО =
= 2,867 SiO2 — 0,7544C3S;
CsA = 2,650 A12OS — l,692Fe20s;
C4AF = 3,043 Fe2O3.
Соединения в других системах могут быть рассчитаны аналогичным образом. Практически встречаются следующие клинкерные фазы:
№ 1 — обыкновенный цемент...... C3S+C2S+C3A+C4AF
№2 — цемент, богатый окислами желе-
за . ......................C3S+C2S+C4AF+C2F
№ 3 — цемент, богатый известью . . . CaO+C3S+C3A+C4AF №4 — цемент, богатый известью и окис-
лами железа............... CaO+C3S+C4AF+CsF
В СССР применяется другой способ расчета минералогического состава на основе формулы Кинда1, определяющей насыщение известью (см. также разд. 1.8.1):
СаО — (1,65А12О3 + 0,35 Fe2O3) Xs К ~
2,8 SiO2
C3S = 3,8S1O2(3KSk —2); C2S = 8,6 SiO2 (1 - KSKy,
1 Здесь и далее сохранены общепринятые за рубежом обозначения коэффициента насыщения и модулей, чтобы облегчить пользование иностранной литературой. (Прим, ред.)
2*	19
C4AF = 3,04Fe2O3;
C3A = 2,65 (A12O3 — 0,64Fe2O3).
Браун 117] в работе по исследованию свойств цемента определил с помощью микроскопии минералогический состав различных клинкеров и одновременно произвел расчеты по методу Богга. В табл. 1.6.2 приведены расхождения в результатах определения минералогического состава клинкеров, полученных Брауном.
Таблица 1.6.2. Содержание клинкерных минералов, определенное с помощью микроскопии и расчетным путем
№ клинкера	c3s		C.S		С3А		c4af	
	м	в	М	в	М	в	м	в
11	57,7	55,1	12,8	19,4	5,4	12,6	2,8	7,3
18	60,3	43,9	16,9	26,3	6,3	14,0	3,9	6,6
33	70,2	63,5	4,2	12,4	10,0	11,2	4,3	7,9
51	39,6	46,7	44,5	36,5	1,0	4,0	6,3	9,8
М — значение получено с помощью микроскопии; В — значение рассчитано по методу Р. X. Богга.
Однако имеющийся опыт позволяет сделать вывод, что классификация цементов на основе расчетного содержания клинкерных минералов дает достаточно хорошие результаты.
В СССР разработан химический метод анализа мокрым способом для непосредственного количественного определения C3S, C2S и С3А. Этот метод основан на различной растворимости минералов в борной и уксусной кислотах [18]. ..
1.7. Модули цемента
Портландцемент долгое время изготовлялся на основе практического опыта, накопленного в процессе производства. При сравнении результатов химического анализа портландцемента было установлено, что имеется определенная связь между процентным содержанием извести, с одной стороны, и кремнезема, глинозема и оксида железа — с другой. Эта взаимосвязь оксидов определяется гидравлическим модулем.
1.7.1. Гидравлический модуль имеет следующий вид:
SrO2 -f- А12О3 -f- Fe2Os
Цементы хорошего качества имеют гидравлический модуль, примерно равный 2. Цементы с 77Л4<1,7 обычно имеют недостаточную прочность; цементы с 77714=2,4 и более чаще всего не обладают постоянством объема.
20
Как видно из формулы, гидравлический модуль цемента характеризуется отношением содержания СаО к сумме «гидравлических факторов» SiO2, А12О3 и Fe2O3. Обычно НМ находится в пределах 1,7—2,3. Установлено, что с увеличением НМ требуется больше тепла для обжига клинкера, возрастают прочность цемента (особенно начальная) и теплота гидратации и снижается химическая стойкость. Гидравлический модуль используют еще и сейчас. Позднее для лучшей оценки цемента ввели силикатный и глиноземный модули, которые до некоторой степени дополняют гидравлический модуль.
1.7.2. Силикатный модуль представляет собой отношение по массе SiO2 к сумме А12О3 и Fe2O3:
SiO2
SM =
Л12О3 -J- Fe2O3
Силикатный модуль обычно находится в пределах 1,9 — 3,2. Наиболее благоприятные значения силикатного модуля расположены в интервале 2,2—2,6. Также встречаются и более высокие значения силикатного модуля, например 3—5, а иногда и выше; такие модули характерны для цементов с высоким содержанием кремнезема и для белых цементов. Наряду с этим встречаются и низкие значения силикатного модуля, например 2—1,5. С ростом силикатного модуля ухудшается способность клинкера к обжигу при снижении содержания жидкой фазы; вероятность образования обмазки в печи незначительна. Кроме того, рост силикатного модуля является причиной замедления схватывания и твердения цемента. При уменьшении силикатного модуля возрастает содержание жидкой фазы; это обусловливает хорошую «обжигаемость» клинкера и образование обмазки в печи.
1.7.3.	Кремнеземный модуль. Отношение SiO2/Al2O3 названо Мусгнугом кремнеземным модулем. При обжиге клинкера во вращающихся печах в зоне спекания создаются благоприятные условия для образования обмазки, когда указанное отношение находится в пределах 2,5—3,5 и одновременно величина глиноземного модуля лежит в интервале 1,8—2,3. Кремнеземный модуль нельзя смешивать с силикатным модулем, рассмотренным выше.
1.7.4.	Глиноземный модуль характеризует цемент с помощью массового отношения глинозема к оксиду железа:
тм = ^.^
Ре20з
Обычно глиноземный модуль находится в пределах 1,5—2,5. Цементы с высоким содержанием глинозема имеют ТМ, равный 2,5 и более. Глиноземный модуль цементов с низким содержанием глинозема не превышает 1,5 (так называемые ферроцементы). Глиноземный модуль имеет решающее значение при
21
определении содержания жидкой фазы в клинкере. Если ТМ = = 0,637, то выдерживается молекулярное соотношение между обоими оксидами и в клинкере может образоваться только четырехкальциевый алюмоферрит 4САО-Al2O3-Fe2O3; поэтому, по расчету, клинкер не может содержать трехкальциевого алюмината ЗСаО-А12О3. Такой случай имеет место в так называемом цементе Феррари, который отличается низкой теплотой гидратации, медленным схватыванием и малой усадкой. Высокий глиноземный модуль при низком силикатном модуле характерен для быстросхватывающихся цементов, в которые приходится добавлять значительное количество гипса для регулирования сроков схватывания.
1.8.	Формулы для определения содержания извести
1.8.1.	Коэффициент насыщения известью по В. А. Кинду. Полное насыщение клинкера известью наступает тогда, когда весь кремнезем связан в C3S, весь оксид железа с эквивалентным количеством глинозема — в C4AF и оставшийся глинозем — в С3А:
масса, ч. SiO2	В	C3S связывает		3-56 60 ~	2,8 масс. ч. СаО;
»	А120д	в	СЭд А		3-56 102 ~	1,65	»	|
>	А12О3	в	c4af		2-56 Ю2	1,1 > ;
» Fe2O3	в	c4af	»	2-56 160 ~	0,7	»
Чтобы найти весь глинозем в единице клинкера, необходимо разложить C4AF на C3A4-CF. Теперь получаем по расчету, что 1 масс. ч. F2O3 связывает только 0,35 масс. ч. СаО.
Таким образом, максимальное количество извести СаО (ГЛ4>0,64) равно 2,8SiO2+l,65Al2O3+0,35Fe2O3. Такой же результат может быть получен, если в формулу Богга подставить C2S = 0 или в формулу Кинда (см. ниже) К5к=1.
Количество извести в клинкере характеризуется коэффициентом насыщения, т. е. отношением эффективного содержания извести в клинкере к максимально возможному:
_____________ЮОСаО___________
= 2,8SiO2 -|-1,65 А12О3 4- 0,35 Fe2O3'
В СССР при применении формулы Кинда исходят из того, что неполное насыщение известью обусловлено только неполным связыванием извести с кремнеземом:
СаО =	• 2,8 SiO2 4- 1.65 А12О3 4-0,35 Fe2Qs,
22
откуда.
__ СаО — (1,65 Д120з + 0,35 Fe2O3)
К	2,8 SiO2	'
Степень насыщения известью, найденная по приведенной выше формуле, находится в пределах 0,80—0,95.
В клинкерах, богатых оксидами железа (ГАГ ^0,64), глинозем связан только в смешанно-кристаллической фазе Сг(А, F), а. максимальное количество извести и степень насыщения клинкера определяются по следующим уравнениям:
СаОмакс = 2,8 SiO2 4- 1,1 А12О3 4" 0,7 Fe2O3:
(ТМ < 0,64)
2,8SiO2 + 1,1 А12О3 + 0,7 Fe2O3 (ТМ <0,64)
Аналогичным образом при ТМ0,64 изменяются факторы в формуле Кинда.
1.8.2.	Степень насыщения известью. При рассмотрении коэффициента насыщения известью (разд. 1.8.1), так же как и при расчете состава минералов по методу Богга (раздел 1.6), принята предпосылка, что охлаждение клинкера сразу после достижения температуры спекания происходит столь медленно, что во время кристаллизации жидкие фазы находятся в равновесии с твердыми.
Этот случай не относится к клинкерам, содержащим С3А. При температуре спекания около 1450°С свободная известь еще не выделяется из силикатных минералов C3S и C2S, а минералы С3А и C4AF уже плавятся. Однако эти расплавы содержат меньше извести, чем должно быть в соответствии с долей СзА, и могут получить недостающую известь только путем ее экстрагирования из твердых фаз — свободной СаО и C2S [18а]. При быстром производственном охлаждении клинкера эти процессы не успевают протекать и практически расплав алюмината не может связать больше извести, чем он успел абсорбировать при температуре спекания («замороженное равновесие», по Кю-лю). Экспериментальные исследования показали, что наиболее богатые известью алюминатные расплавы практически связывают две молекулы СаО на каждую молекулу АЬОэ. Это и есть достижимый предел насыщения известью, определяемый техническими условиями как «стандартное насыщение известью»:
СаОстанд = 2,8 SiO2 4" 1,1 Al2О3 4" 0,7 Fe2O3.
В эту формулу входят такие же коэффициенты, как при определении насыщения известью в разд. 1.8.1, где 7'Л4^0,64. Отсюда степень насыщения известью определяется как отношение фактического содержания к стандартному насыщению известью:
ЮО СаО
KST =---------------------------.
2,8SiO2+1,1 А12О3 4-0,7 Fe2O3
23
Этот коэффициент в дальнейшем обозначен KSTI, чтобы отличать его от более точного, основанного на исследовании системы из четырех компонентов СаО—SiO2—А12О3—F2O3:
100 СаО
даты =
2,8SiO2 + 1,18 А12О3 + 0,65 Fe2O3
Изменившиеся коэффициенты получены в результате более точных исследований, при которых установлено, что в расплаве на каждую молекулу А12О3 приходится 2,15 молекулы СаО, и для получения соответствующего расчету соединения с Fe2O3 остаются только 4—2,15=1,85 молекулы.
Недавно предложено дальнейшее уточнение формулы Кроля для определения стандартного насыщения известью с учетом содержания MgO [21]:
100 (СаО+0,75 MgO) Л «э 1111 —		-------------------— ,
2,8SiO2+ 1,18 А12О3 + 0,65Fe2O3
В уточненную формулу подставляется содержание MgO, не превышающее 2%, так как при большем содержании MgO выступает в форме периклаза (см. разд. 1.4.1).
Обычно для практических нужд применяют величину KSTII [7b]. Полученное значение соответствует английскому «коэффициенту связывания извести»LSF, который отличается от принятой в ФРГ степени насыщения известью KSG.
«Коэффициент связывания извести» LSF принят в английских нормах для определения допустимых пределов содержания извести [23]:
LSF =
________СаО —0,7SQ3________
2,8SiO2+ 1,2А1аОэ 4-0,65FeO3
= 0,66-:- 1,2.
Коэффициент LSF в этой формуле относится к готовому цементу. Член —0,7 SO3 в числителе означает, что найденное аналитическим путем содержание SO3 нейтрализует соответствующее количество СаО из общей суммы, причем принимается, что все количество SO3 получено из молотого гипса, а не из клинкера.
В обычных условиях высокий коэффициент связывания извести определяет высокую прочность цемента. В качестве отправных точек для классификации портландцементов могут быть приняты следующие значения коэффициента насыщения известью: обыкновенный портландцемент — 90—95%; высокопрочный (быстротвердеющий) портландцемент—95—98%.
Коэффициент насыщения известью, превышающий 100%, означает наличие свободной извести в клинкере. Высокий уровень насыщения известью требует повышенных затрат тепла при обжиге клинкера.
24
1.9.	Прочие модули
Во Франции содержание извести оценивается так называемым гидравлическим индексом, он равен (в молях) [3]:
SiO2 А!2о3 СаО + MgO
= 0,42 -:- 0,48.
Однако в новейших французских нормах на цемент (NFP 15—302, 1964) этот индекс больше не фигурирует.
Необходимо привести еще ряд формул. Первая из них является попыткой дать другое выражение для определения силикатного модуля [3]:
_ C3S + C2S
~ C„AF4- С3А(+ C2F) '
При возрастании Ms увеличивается стойкость цемента к химическим и атмосферным воздействиям и повышается его прочность.
Величина МЕ представляет собой модуль твердения: МЕ= = C3S/C2S. При возрастании МЕ увеличиваются начальная прочность цемента и теплота гидратации, но снижается сопротивление химическим воздействиям. У обычных цементов МЕ> >0,5, у быстротвердеющих он равен примерно 8; составы, у которых Мк <0,5, являются белитовыми и способствуют самораспаду клинкера.
Комбинация модулей Л15 и более подробно раскрывает связь между этими модулями и соответственно C3S и C2S:
Af
С s =------------------
3	4-))(лк + 1) ’
_______Ms______
C2S=(M +1)(М£ + 1)’
Величина Мк является калорическим (тепловым) модулем:
, ___ C3S С3А к~ c2s + c4af '
При возрастании Мк увеличивается теплота гидратации цемента. Величина Мк находится в пределах 0,3—1,8.
2.	Расчет состава сырьевой смеси
Расчет состава сырьевой смеси проводят для определения количественных соотношений входящих в смесь компонентов, что позволяет получить клинкер необходимого химического и минералогического состава. Применяют различные методы рас
25
чета —от самых простых до очень сложных. Основой служит химический состав сырья. Результаты анализа, как правило, должны содержать два десятичных знака после запятой. Если результаты анализа превышают в сумме 100%, необходимо привести их к 100%; для этого пропорционально уменьшают содержание каждого компонента. Если же сумма компонентов меньше 100%, то пропорциональное приведение к 100% не производится; в этом случае разность между полученной суммой и 100% относят к прочим компонентам, и тогда сумма всех составных частей становится равной 100%.
2.1.	Перекрестный способ расчета
Простейшим способом расчета состава смеси является перекрестный способ, при котором определяют соотношение двух компонентов, входящих в смесь. Задают только необходимое содержание извести и, исходя из этого, находят соотношение обоих компонентов.
Пример 2.1. В каком соотношении необходимо смешать известняк с содержанием СаСОз 91% и глину с содержанием СаСОз 31%, чтобы получить сырьевую смесь с содержанием СаСОз, равным 76%? Применяя перекрестный способ расчета, получаем
Известняк
Гунина
91-76 -15 ч, глины
76'31 = 45 ч. известняка
Таким образом, чтобы получить сырьевую смесь с 76%-ным содержанием СаСОз, на каждые 45 ч. известняка должно приходиться 15 ч. глины. Поэтому при подготовке сырьевой смеси необходимо смешивать известняк с глиной в соотношении 45:15, нли 3:1.
2.2.	Расчет по заданному значению гидравлического модуля
Этот метод применим при двухкомпонентной сырьевой смеси и заданном гидравлическом модуле клинкера [15, 16]. Для упрощения дальнейших расчетов введены символы, обозначающие составные части клинкера, сырья и угольной золы; эти символы приведены в табл. 2.1.
Таблица 2.1. Расчетные символы, обозначающие составные части клинкера и сырья
Компонент	Клинкер	Сырьевая смесь	Сырье Хе 1	Сырье № 2	Сырье № 3	Сырье № 4	Угольная зола
СаО	С	С щ	Ст	С2	С3	с4	Са ,
SiO2	S	$т	St	s2	S3	s4	Sa
А12б3	А	А-т	Ат	а2	Аз	а4	Аа
Fe2O3	F	Fm	Ft	f2	F3	f4	Fa
26
С учетом введенных обозначений выражения для определения гидравлического модуля клинкера и сырьевой смеси получают следующий вид:
С
НМ ~ с-Г	Л (для клинкера);
s 4- А 4“ Р
С
НМ = ---------------(для сырьевой смеси).
Sm + AmH-Fm
Так как оба модуля имеют одно и то же значение, их можно •приравнять:
______2_____________________ S-J-A-f-F Sm + Am+Fm
В рассматриваемом методе расчета принимается, что на одну часть сырья № 2 приходится х частей сырья № 1. Исходя из этого, можно рассчитать содержание отдельных компонентов по следующим формулам:
xCt+C2	xSj + Sa
; ьп1 =	— ,
х+ 1	Х-Р 1
xAi -р А2 „ xFi -р F2
А“ = _ТГГ:
Если в формулу для определения гидравлического модуля подставить значения Ст, Sm, Ат и Fm, то получим
xCt -р С2
______________х + 1___________
'	х St + S2 . х At -р Аг	х Ft + F2
х-р 1	+ Х-р 1	+ X-р 1
Поскольку содержание оксидов, входящих в состав сырья, известно по результатам химического анализа, а гидравлический модуль задается исходя из требований к качеству смеси, в уравнении остается только одно неизвестное х. После преобразования приведенного выше уравнения получаем следующую формулу для определения х:
НМ (S2 ~р А2 ~Р F2) — С2 _ С2 — НМ (S2 + а2 -р F2)
х = Ct - НМ (St -р At -Р Ft) =~[Ci-WAf(si + Ai+Ft) '
Пример 2.2. Даны два вида сырья, состав которых приведен в графах 2 и 3 табл. 2.2, Требуется определить состав сырьевой смеси при заданном гидравлическом модуле НМ—2,2. По приведенной выше формуле
х _ 2.2(33,01 + 7,31 -Р4,83) —30,22 _3
Х~ 47,80 — 2,2(8,70 + 2,35+ 1,32)	~ ’
Это означает, что для получения клинкера с НМ—2,2 необходимо смешать 3,324 ч. известняка с 1 ч. мергеля. Поэтому в смеси должно содержаться 76,87% известняка и 23,13% мергеля.
Расчетные составы компонентов сырьевой смеси приведены в графах 4 и 5 табл. 2.2, а состав сырьевой смеси — в графе 6 (графа 4+графа 5=гра-
27
Таблица 2.2. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.2)
Компоненты, %	Известняк	Мергель	Известняк 76,87%	Мергель 23,13%	Сырьевая смесь 100%	Клинкер
1	2	3	4	5	6	7
SiO2	8,70	33,01	6,69	7,64	14,33	21,94
А12О3	2,35	7,31	1,81	1,69	3,50	5,36
Fe2O3	1,32	4,83	1,01	1,12	2,13	3,26
СаО	47,80	30,22	36,75	6,99	43,74	66,92
MgO	1,50	0,66	1,15	0,15	1,30	2,00
so3	0,30	0,20	0,23	0,05	0,28	0,44
Потери при прока-	37,96	23,77	29,18	5,49	34,67	—
ливанни						
Остаток	0,01	—.	0,05	—	0,05	0,08
Всего	100,00	100,00	76,87	23,13	100,00	100,00
фа 6). В графе 7 приведен состав клинкера без учета потерь при прокаливании. По данным графы 7 можно провести расчет, который показывает, что гидравлический модуль НМ=2,2.
2.3.	Расчет по заданному значению коэффициента насыщения известью
Этот расчет проводится с использованием коэффициента насыщения по Кинду (см. разд. 1.8.1).
Пример 2.3. Даны два вида сырья (см. табл. 2.3, графы 2 и 3). Коэффициент насыщения известью, по Кинду,
СаО — (1,65 А12О3 + 0,35Fe2O3)	. пп
wio;	= °’92'
Если в формулу Кинда подставить приведенные выше расчетные символы, то получим
х Ст -р С2

После решения этого уравнения относительно х находим
2,8KSk-S2 + 1,65A2 + 0,35F2-C2
Х~ с1— (2,8£SK-S1+ l.eSA^O.SSFj) с2 - (2,8tfSx.Sg + 1,65А2 + 0,35F2) С± — (2,8/6$^ + l.eSAj + O.SSF*) '
С помощью этой формулы можно рассчитать, сколько частей известняка . приходится на одну часть глины в сырьевой смеси:
(2, 8-0,92-62,95-р 1,65-18,98-f-0,35-7,37) -1,40
х =---------------!----------------!— -------— --------=4,053.
52,60 — (2,8-0,92-1,42 4-1,65-0,480,35-0,38)
28
Таблица 2.3. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.3)
Компоненты, %	Известняк	Глина	Известняк X X 0,8020	Глина X X 0,1980	Сырьевая смесь, графы 44-5	Клинкер
1	2	3	4	5	6	7
SiO2 А120з ; Fe2O3 СаО MgO SO3 Потери при прокаливании	1,42 0,48 0,38 52,60 1,11 0,85 43,16	62,95 18,98 7,37 1,40 0,98 0,85 7,47	1,14 0,39 0,30 42,18 0,89 0,68 34,62	12,46 3,76 1,46 0,28 0,19 0,17 1,48	13,60 4,15 1,76 42,46 1,08 0,85 36,10	21,27 6,49 2,75 66,47 1,69 1,33
Всего	100,00	100,00	80,20	19,80	100,00	100,00
Таким образом, на 1 ч. глины приходятся 4,053 ч. известняка и сырьевая смесь должна состоять нз 80,20% известняка и 19,80% глины.
В графах 4—7 табл. 2.3 приведены расчетные составы компонентов сырьевой смеси, а также состав сырьевой смесн н клинкера. Результирующий коэффициент насыщения известью составляет
66,47 —(1,65-1,49+ 0,35-2,75)
KSK=—--------- --------------- —=о,92.
2,8-21,27
Такой результат подтверждает правильность расчета.
2.4.	Расчет по заданным значениям коэффициента насыщения известью и силикатного модуля
Пример 2.4. Рассчитаем смесь, в состав которой входят три различных вида сырья. Требуемый коэффициент насыщения известью по Книду равен 0,92, а силикатный модуль — 2,60. Результаты химического анализа сырья приведены в графах 2—4 табл. 2.4.
Формула для определения коэффициента насыщения известью по Книду уже приводилась в примере 2.3. Формула для расчета силикатного модуля с учетом принятых сокращений принимает внд
А + F Am + Fm
Расчет проводим в предположении, что на х масс. ч. известняка (компонент 1) и на у масс. ч. глины (компонент 2) приходится 1 масс. ч. колчеданных огарков (компонент 3), выступающих в качестве корректирующей добавки. Тогда для расчета содержания оксидов в сырьевой смесн применяют следующие формулы [19]:
с	_	х + у С2 + С3	.	_ _	Л' Si + z/ Sa + S3	_
* + г/+1	1	т-	*+г/+1	1
.	_	* At + г/ А2 + А3	.	_	* Fi + г/ F2 + F3
га~ * + г/+1	\ т- * + </+ 1
29
Таблиц а 2.4. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2,4)
Компоненты	%	CQ •> £ к 5 к	Глина	Колчеданные огар- ки	Графа 2Х Х0.7826	Графа ЗХ Х0.2024	Графа 4Х Х0,0150	Сырьевая смесь	Клинкер
1		2	3	4	5	6	7	8	9
SiOa		0,95	68,00	11,00	0,74	13,76	0.17	14,67	22,46
А120з		0,92	12,60	1,50	0,72	2,55	0,02	3,29	5,00
Fe2O3		0,38	2,95	84,20	0,30	0,60	1,26	2,16	3,27
СаО		54,60	5,70	0,76	42,73	1,15	0,01	43,89	66,84
MgO		0,95	1,45	0,55	0,74	0,29	0,01	1,04	1,55
so3		—	1,28	1,25	—.	0,26	0,02	0,28	0,43
Потери при наливании	про-	42,03	7,20	0,67	32,90	1,46	0,01	34,37	—
Остаток		0,17	0,82	0,07	0,13	0,17	—	0,30	0,45
Всего		100,00	100,00	100,00	78,26	20,24	1,50	100,00	100,00
Модуль KSk				.—	—	—	—	—	0,92	0,92
Силикатный дуль	МО-	0,73	4,37	0,12	—	—	—	2,7	2,7
Глиноземный дуль	МО-	2,42	4,27	0,02		—		1,5	1,5
После подстановки этих выражений в формулы для определения коэффициента насыщения известью и силикатного модуля и проведения соответствующих преобразований получим два уравнения с двумя неизвестными х и у.
х[(2,8KSK • Sx + 1,65А1 + 0,35FJ - CJ + у [(2,8KSK • S2 + 1,65А2 +
+ 0,35F2) - CJ = С3 - (2,8tfSx-S3 + 1,65А3 + 0,35F3);
х [SM (Ах + Fj) - Si] + у [SM (А2 + F2) - S2] = S3 - SM (A3 + F3).
В целях упрощения дальнейших расчетов вводим следующие обозначения:
= (2,8/CS^-Sj + 1,65А1 + 0.35FJ — Сх;
= (2,8KS*-S2 + 1,65А3 + 0,35F2) - С2;
ci = сз - (2>8^K-S3 +1 -65Аз+°>35F3);
a2 = SM(Ax + Fi)-Sx;
b2 = SM (A2 + F2) - S2;
c2 = S3 — SM (A3 + F3).
С учетом введенных обозначений уравнения для х и у получают следующий вид:
ахх + Ьху^Сх,-
а2х + 62у = с2.
После решения этой системы уравнений находим х и у.
Cib2 — c2bi х = —z-------;
ахЬ2- а2&х
CjCg — ^2^1
У = —7-------•
Я1О2 —
зо
Чтобы рассчитать глиноземный модуль и необходимый коэффициент насыщения известью, следует символам а2, Ь2 и с2 придать следующие значения (символы а,, bt и Ci остаются без изменения):
a2 = TM-k1 — F1-,
Ьг = ТМ‘к2 — с2 = F3 — ТМ • А3.
Для расчета долей известняка к и глины у, приходящихся на 1 ч. колчеданных огарков, применяют выведенные выше формулы для х и у.
Прежде всего необходимо определить значения at, bi, с, и а2, Ь2, с2:
а± = (2,8^-S2 + 1,65А1 + 0.35FJ - Сх = (2,8-0,92-0,95 + 1,65-0,92 +
4-	0,35-0,38) — 54,60 = — 50,502;
Ь± = (2,8KSK • S2 + 1,65А2 + 0,35F2) - С2 =
= (2,8-0,92-68,00 + 1,65-12,60 + 0,35-2,95) — 5,70 = 191,290;
С1 = Сз - (2-8^x-S3 + 1,65А3 + 0,35F3) =
= 0,76 —(2,8-0,92-11,00+ 1,65-1,50 + 0,35-84,2) = — 59,521;
а2 = SM vAi + Fi) — Sr = 2,70 (0,92 + 0,38) — 0,95 = 2,560;
62 = 5Л4 (А2 + F2) — S2 = 2,70 (12,60 + 2,95) — 68,00 = —26,015;
с2 = S3 — 5Л4 (А3 + F3) = 11,00 — 2,70 (1,50 + 84,20) = —220,390.
Полученные значения подставляют в формулы для определения х я у:
_ [-59,521 (—26,015)] —[(—220,390)-191,290] _
Х~ [—50,502 (—26,015)] —(2,560-191,290)	-53,3;
_ [—50,502 (—220,390)] —[2,560 (—59,521)] _
У~ [— 50,502 (— 26,015)] — (2,560-191,290)	- 13>69-
Таким образом, на 1 ч. колчеданных огарков приходится 53,03 ч. известняка и 13,69 ч. глины, и сырьевая смесь должна иметь следующий состав, %: известняк — 78,26, глина — 20,24, колчеданные огарки — 1,50.
Правильность расчета подтверждается результатами, приведенными в графах 5—9 табл. 2.4.
Пример 2.5. Рассчитаем сырьевую смесь, состоящую из трех компонентов: известняка, доменного шлака и колчеданных огарков. Коэффициент насыщения известью должен равняться 0,90, а силикатный модуль — 2,5. Результаты химического анализа составляющих сырьевой смеси приведены в графах 2—4 табл. 2.5, а расчетные данные — в графах 5—9.
Последовательность расчета такая же, как в примере 2.4:
ах = (2,8KSK • Sx + 1,65А1 + 0,35FJ —	=
= (2,8-0,90-6,75+ 1,65-0,71 + 0,35-1,47) — 48,90 = —31,1040;
Z>1=(2,8KSx-S2+l,65A2 + 0,35F2)-C2=	.
= (2,8-0,90-39,45 + 1,65-9,67 + 0,35-0,67) —42,09 = 73,5140;	;
C1 = c3-(2,8KSx.S3+l,65A3 + 0,35F3) =
= 0,87—(2,8-0,90-11,21 + 1,65-1,57 + 0,35-83,72) = —59,2717;
а2 = 2,5(0,71 + 1,47) —6,75 = — 1,300;
b2 = 2,5 (9,67 + 0,67) — 39,45 = — 13,600;
с2 = 11,21 —2,5(1,57 + 83,72) = - 202,015;
31
Таблица 2.5. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.5)
Компоненты, %	Известняк	Доменный шлак	Колчеданные огаркн	Графа 2X0,6995	Графа 3X0,2773	Графа 4X0,0232	Сырьевая смесь	Клинкер
1	2	3	4	5	6	7	8	9
SiOz	6,75	39,45	11,21	4,72	10,94	0,26	15,92	22,03
А120з	0,71	9,67	1,57	0,50	2,68	0,04	3,22	4,45
Fe2O3	1,47	0,67	83,72	1,03	0,19	1,95	3,17	4,38
СаО	49,80	42,09	0,87	34,85	11,69	0,02	46,56	64,44
MgO	1,48	7,36	0,64	1,04	2,04	0,01	3,09	4,28
so3	0,10	0,70	1,36	0,07	0,19	0,03	0,29	0,40
Потери	при прокаливании	39,65	—	0,63	27,74	—	0,01	27,75	—
Остаток	0,04	0,06	—	—	—	—	—	0,02
Всего	100,00	100,00	100,00	69,95	27,73	2,32	100,00	100,00
Насыщение известью	—	—	—	—	—	—	0,90	0,90
Силикатный модуль	—	—.	•—	-—•	—	—	2,50	2,50
15,657-258
„ —z„-----=30,1919 ч. известняка;
518,5826
6206,4213
————- = 11,9680 ч. шлака;
51о,5о26
1,000 ч. колчеданных огарков Всего: 43,1599х=100	’
100
43,1599
— ^2^1
X = -----------
^2^1
^1^2 — ^2^1
*/ =—I-------Г
^1^2 — ^2^1
= 2,317.
Известняк: 30,1919-2,317 = 69,95%;	
шлак: 11,9680-2,317=27,73%;	:	.
колчеданные огарки: 1,000-2,317=2,32%;	. : ;	. .
Всего 100,00%.
Правильность расчета подтверждается данными граф 5—9 табл. 2.4.
2.5.	Расчет количества присаживающейся угольной золы
При применении для обжига клинкера природного газа или жидкого топлива не возникает абсорбции золы клинкером. Но в случае применения угля необходимо учитывать возможность поглощения (присадки) клинкером угольной золы.
В современных длинных вращающихся печах, а также в печах с теплообменниками, т. е. там, где почти нет пылевыноса, наблюдается почти полная абсорбция золы клинкером. В коротких вращающихся печах с большим пылевыносом наблюдается
32
меньшая присадка золы. В зависимости от типа вращающейся печи в обычных условиях присадка золы к клинкеру может составлять от 30 до 100%. В шахтных печах для обжига клинкера поглощение золы клинкером всегда равно 100%. Каждая конструкция печи имеет свою постоянную степень абсорбции золы.
Пример 2.6. Для расчета присадки золы используются результаты химического анализа сырьевой смеси, клинкера и угольной золы. Отдельные компоненты и оксиды обозначены теми же символами, что и раньше. Количество присаживающейся золы топлива в процентах от массы клинкера обозначим теперь можно записать следующие уравнения [24]:
I00C = (100 - qi) Cm 4- ?iCa;
100S = (100 — q2) sm + ?2sa;
100A = (100-—7з) Am qs-^at
100F= (100-74)Fm+74Fa.
решения этих уравнений относительно q получаем следующие выра-
После жения:
С — Cm	S — Sm
Qi =----- ЮО; q2 = —-— 100;
Са — Cm	Sa — Sm
?3=ТТ100: ^v^100-
Аа — Ат	г а — гт
Среднее арифметическое значений ?1—?4 дает искомую величину q. В табл. 2.6 приведены результаты химического анализа сырьевой смеси, клинкера и угольной золы (сырьевая смесь дана без потерь при прокаливании).
Таблица 2.6. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.6)
Оксиды, %	Сырьевая смесь	Клинкер	Угольная зола
SiO2	19,00	19,85	42,95
	8,25	8,92	27,88
Fe2O3 .	2,80	3,31	17,60
СаО	66,60	64,45	4,95
Исходя из данных табл. 2.6, получим:
64,45 - 66,60
4,95 — 66,60
19,85—19,00
42,95— 19,00
8,92—8,25
27,88 — 8,25
100 = 3,49;
100 = 3,55;
100 = 3,41;
3,31—2,80
17,60 — 2,80
100 = 3,44.
3—394
33
Среднее арифметическое равно
3,49 + 3,55 + 3,41 +3,44 q =--------------------------= 3,47.
4
Это означает, что количество угольной золы, поглощаемое клинкером во время обжига, составляет 3,47% массы клинкера.
Пример 2.7. В этом примере приведен другой метод расчета влияния угольной золы на химический состав клинкера.
Угольная зола имеет следующий химический состав %: SiOa — 47,0; А12О3—29,1; Fe2O3—12,5; СаО—6,6; MgO—1,8; K2O+Na2O—2,8; всего 99,8.
В состав клинкера входят следующие компоненты, %: SiO2—21,5; А12О3— 5,2; Fe2O3—3,7; СаО—67,5; MgO—1,7; K2O + Na2O—0,5; всего—100.
Состав минеральной присадки из угольной золы определяется следующим образом:
Расход угля в % Хсодержание золы в угле в %Хсодержание
.	оксидов в золе в %
Д =-----------------------------------------------------------•
100-100
Принято, что расход угля составляет 19% массы клинкера, содержание золы в угле— 12%, а присадка— 100%. Отсюда находим величину «зональных поправок» для компонентов клинкера:
Д SiO2 = 0,19-0,12-47,0 = 1,07;
AA12OS = 0,19-0,12-29,1 = 0,67;
Д Fe2Os = 0,19-0,12-12,5 = 0,28;
-	Д СаО = 0,19-0,12-6,6 = 0,15;
Д MgO = 0,19-0,12-1,8=0,04;
ANa2° 1 = 0,19-0,12-2,8 = 0,06;
К2О J
99,8 2,27.
В табл. 2.7 приведен скорректированный состав клинкера.
Таблица 2.7. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.7)
Оксиды, %	Клинкер	д	Сырьевая смесь после прока» ливания	Пересчет на 100%
1	2	3	4	5
SiO2	21,5	— 1,07	20,43	20,97
A12O3	5,2	—0,67	4,53	4,63
Fe2O3	3,7	—0,28	3,42	3,49 
СаО	67,5	—0,15	67,35	68,87
MgO	1,6	—0,04	1,56	1,59
Na2O 1				
К2О /	0,5	—0,06	0,44	0,45
Всего	100,0	2,27	97,73	100,00
34
Модули сырьевой смеси без потерь при прокаливании равны (из расчета по данным графы 5 табл. 2.7): гидравлический модуль — 2,36, силикатный модуль — 2,58, глиноземный модуль — 1,32.
Эти модули создают основу для определения состава сырьевой смеси, состоящей из двух компонентов или более, путем использования методов, предназначенных для расчета многокомпонентных смесей. Клинкер, полученный при обжиге смеси, подобранной указанным образом, будет иметь состав, соответствующий графе 2 табл. 2.7.
Пример 2.8. Рассчитаем сырьевую смесь, состоящую из сырья двух видов — известняка и глины, с учетом влияния угольной золы на состав клинкера: коэффициент насыщения известью, по Кинду, должен составлять 0,90.
Химический состав трех компонентов сырьевой смеси приведен в графах 2—4 табл. 2.8 [19].
Таблица 2.8. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.8)
Компонент, %	Известняк	Глина	Угольная зола	Графа 2X0,7139	Графа 3X0,2488	Графа 4X0,0373	Кл инке р
1	2	3	4	5	6	7	8
SiO2	3,89	70,03	51,32	2,78	17,42	1,92	22,12
А120з	1,93	17,17	10,19	1,38	4,27	0,38	6,03
	0,93	5,00	16,11	0,66	1,25	0,60	2,51
СаО	91,19	4,25	10,30	65,10	1,06	0,38	66,54
MgO	1,41	3,17	4,15	1,01	0,79	0,15	1,95
so3	0,50	——	6,58	0,36	—	0,25	0,61
Остаток	0,15	0,38	1,35	0,10	0,09	0,05	0,24
Всего	100,00	100,00	100,00	71,39	24,88	3,73	100,00
KSG	—	—	—					—	0,90
Силикатный модуль	—	—	—	—	—	—	2,59
Глиноземный модуль	—	—	—	—.	—’	—	2,40
Расход угля составляет 35% массы клинкера, содержание золы в угле равно 16,4%, а степень абсорбции золы клинкером — 65%. Тогда количество присаживающейся золы топлива
Далее находим значения alt bIt с, и а2, Ь2, с2.
В использованном методе расчета принимаем, что х ч. известняка плюс У ч. глины (без потерь при прокаливании) плюс q ч. золы дают 100 ч. клинкера:
х 4- у 4- q = 100.
Если использовать символы, приведенные в табл. 2.1, то получим следующие Уравнения для окислов, содержащихся в клинкере:
_	X Si 4- У s2	4- ? sa _	_	X At 4- у А3 4- ? Аа	.
“	100	;	~	100	:
Р _ xF14~yF24~yFa р  * Ci 4~ У	4~ ? Са
“	100	’	~	100	*
3*
35.
После' подстановки значений S и F в формулу для определения коэффициента насыщения известью клинкера получим следующее уравнение с двумя неизвестными:
х [(2,8tfSK  Sj + 1,65Aj + 0,35FJ - CJ + у [ (2,8KSK • S2 + 1,65А2 +
+ 0,35F2) - С2] = [Са - 2,8KSK -Sa + 1,65Аа + 0,35Fa)j q.
Это уравнение можно представить в виде
щх + hy = Ci, если ввести следующие обозначения:
аг = (2,8KSK • Sr + 1,65At + 0,35Ft) — Cr;
Ьг = (2,8f(SK • S2 + 1,65A2 + 0,35F2) - C2;
C1 = fCa - (2-8*5Л'Sa + 1 ’65Aa + 0>35Fa)l
Для определения x и у необходимо решить следующую систему уравнений: агх + Ьгу = сх;
х -ф у = 100 — q.
Для того чтобы эти уравнения имели такой же вид, как уравнения в про-' веденных выше расчетах, введем во второе уравнение следующие обозначения: 02=1; &2=1; сг=100—q.
Из решения системы уравнений
OiX + Ьгу = Ci;
а2% 4“ Ь%У — ^2 находим значения хну:
Cibx — Cib2 х =-------------;
a2bj — 0-2^1 * 0’^2 ^2^1 — 01^2
Теперь проведем численные расчеты для рассматриваемого примера:
аг= (2,8-0,90-3,89 + 1,65-1,93 + 0,35-0,95) — 91,19 = —77,878;
bi = (2,8.0,90-70,03 + 1,65-17,17 + 0,35-5,00) —4,25 = 202,306;
сг= [10,30 —(2,8-0,90-51,32+ 1,65-10,19 + 0,35-16,11)]-3,73 = — 527,709;
а2=1; i>, = 1; с2 = 100 —3,73 = 96,27.
После подстановки этих значений в формулы для определения х и у находим:
96,27-202,306 —(-527,709-1)
х =-----------------1-------------— — 71 39’
. .	1-202,306 —(-77,878-1)	’ ’
1 (- 527,709) —(77,787-96,27)
ц==s —	"	= 24.88.
1-202,306 —(-77,878-1)
В результате расчета установлено, что обжигаемый материал должен содержать 71,39% известняка (без потерь при прокаливании), 24,88% глины (без потерь при прокаливании) и 3,73% угольной золы.
Результаты расчета состава клинкера приведены в графах 5—8 табл. 2.8. Как видно из таблицы, коэффициент насыщения известью составляет 0,90, т. е. совпадает с величиной, заданной для расчета, что подтверждает его правильность. Чтобы практически выдержать соотношение составляющих сырьевой смеси, необходимо пересчитать значения х и у:
36
___________________ЮОх_________________
(100 — остаток при прокаливании известняка)
________________ЮОу_________________
(100 — остаток при прокаливании глины)
2.6.	Расчет сырьевой смеси, состоящей из четырех компонентов
В примере 2.9 приведены формулы для расчета четырехкомпонентной сырьевой смеси при заданных значениях коэффициента насыщения клинкера известью и силикатного и глиноземного модулей.
Пример 2.9. Примем, что четыре компонента сырьевой смеси находятся в соотношении х : У : z : 1. Количества оксидов, найденные по соответствующим формулам, подставим в формулы для определения коэффициента насыщения клинкера известью и силикатного и глиноземного модулей. Полученные уравнения представим в виде системы трех линейных уравнений с тремя неизвестными:
a3 = TM-F1-A1;
63 -- ТЛГ • F2 — А2; cg = ТМ • F3 — Ag; dg = A4 — TM * F^a
aiX4-biy + ciZ = di; a2x + b2y + c2z = d2; agx -|- b3y + c3z = dg, где коэффициенты при неизвестных и свободные члены обозначают: at = (2,8%SK  Sx + 1,65At + 0,35FJ — Cx; = (2,8/GSx-S2 + 1,65A2 + 0,35F2) - C2; cr = (2- 8^x• S3 4- 1,65A3 + 0,35F3) - C3; A = C4 - (2,8tfSK.S4 + 1,65A4 + 0.35FJ; a2 = SM(A1 + F1)-S1; 62 = SA1(A2 + F2)-S2; c2 = SM (A3 -|- F3) — Ss; d2 = S4-SAl(A4-S4);
После решения приведенной выше системы уравнений относительно х, у и г получим формулы для расчета сырьевой смеси, состоящей из четырех компонентов [25]:
х _ dl (62Cg- ^gC2)	^2 (^1С8 — ^3С1) "Г dg (^>1^2	^2С1) ,
а1 (*2^3 — Ь3Сз) — “2 (Vg — *зС1) + а3 — &2С1) а 1 (d2^3 — d3c2) — а2 (dxc8 — d3cx) а3 (dxc2 d2c^) . ai (^2cs — b3c2) — a2 (ijCg — 63Cj) -|- a3 (Ь^2 b2Ci) ___Qi (b2d3 — b3d2)	a2 (b^d3 — frgdj) a3 (Ь^з •
ai (b2c3 — b3c2) — a2 (61C3	*зс1) 4" аз (biC2 b2Cj)
2.7.	Расчет сырьевой смеси по заданному содержанию минералов в клинкере
Ниже приведен расчет процентного содержания компонентов-сырьевой смеси, позволяющий получить клинкер заданного минералогического состава.
37
Пример 2.10. Сырье состоит из двух компонентов — известняка и глины; их химический состав приведен в графах 2 и 3 табл. 2.9: В графах 4—7 приведены расчетный химический и расчетный минералогический составы клинкера. По формулам разд. 1.6 можно рассчитать содержание четырех основных минералов из обоих компонентов сырья — известняка и глины (без остатка при прокаливании). Расчетное содержание клинкерных минералов приведено в табл. 2.10. Следующий этап — смешивание известняка с глиной в таком соотношении, чтобы смесь этих двух компонентов содержала 60% трехкальциевого силиката [12].
Таблица 2.9. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.10)
Оксид, %	Известняк	Глина	Графа 2X0,6859	Графа 3X0,3141	Клинкер	Расчетный минералогический состав
1	2	3	4	5	6	7
Si О»	2,18	65,75	1,50	20,65	22,15	C3S:60,00
А120з	0,88	17,05	0,60	5,36	5,96	C2S:18,14
Fe2O3	0,67	6,95	0,46	2,18	2,64	С3А: 11,67
СаО	95,33	5,55	65,39	1,74	67,13	C4AF: 8,07
MgO	0,94	1,90	0,64	0,60	1,24	1,24
Прочие	—	2,80	—	0,88	0,88	0,88
Всего	100,00	100,00	68,59	31,41	100,00	100,00
Таблица 2.10. Расчетное содержание клинкерных минералов (к примеру 2.10)
Сырьевой материал	CaS	C2S	С, А.	C,AF	MgO	Прочие	Всего
Йзвест-	363,00	—267,23	1,26	2,05	0,94	—	100,00
няк Глииа	—601,62	641,45	34,34	21,13	1,90	2,80	100,00
Сооотношение компонентов находится с помощью следующей формулы:
В этой формуле х — доля компонента № 2 (глины), А — процентное содержание рассматриваемого минерала, полученного из компонента № 1 (известняка), В — процентное содержание того же минерала, полученного из компонента Ns 2, и R — процентное содержание этого минерала, полученного из смеси обоих компонентов. В табл. 2.11 приведены результаты расчета массовых частей известняка и глины, которые после смешивания образуют сырьевую смесь и клинкер с заданным содержанием C3S, равным 60%. Как видно из таблицы, для получения нужного сырья следует смешать 68,59% известняка и 31,41% глины.
Пример 2.11. Рассчитаем сырьевую смесь, состоящую нз трех компонентов (известняка, глины и песка), при заданном содержании трехкальциевого силиката и двухкальциевого силиката.
39
38
Такой расчет проводится с помощью определителей. Состав компонентов сырья приведен в графах 2—4 табл. 2.12. Требуется получить сырьевую смесь, содержащую 50% C3S н 25% C2S.
Результаты расчета минералогического состава клинкера из трехкомпонентной сырьевой смеси приведены в табл. 2.13.
Таблица 2.13. Расчетное содержание клинкерных минералов (к примеру 2.11)
Минерал	Известняк, %	Глина, %	Песок, %
CsS	312	—651	—750
C2S	—225	661	843
С3А	5	55	3
€4AF	8	35	4
Всего	100	100	100
Обозначим неизвестные количества известняка, глины и песка соответственно х, у и г и примем, что на 1 ч. песка приходится х ч. известняка и у ч. глины.
Для решения задачи снова составим систему из трех линейных уравнений (см. пример 2.9):
aix 4" Ь±у + CjZ = djj a2x + b2y + c2z = d2;
+ bay + csz = ds
я с помощью определителей третьего порядка найдем х, у и г [26,5]:
	М С* 09 u CJ Дй		dr сг #2 ^2 ^2 #3 ^3 ^3		bi di #2	^2 «з ds
X —	^2 ^2 С2 #3 ^8 ^3	“ > У —	#2 ^2 ^2 fl3 ^3 ^3		ai bi Ci @3 Ь% C% Og Ьз С3
Известно, что решение получается при перемножении каждых трех элементов, находящихся иа одной диагонали, как схематически показано ниже. Для большей наглядности первые два вертикальных столбца на схеме еще раз повторены справа:
40
Если сомножители расположены снизу вверх, то, как известно, резуль* тэты складываются, а в противном случае—вычитаются:
01^2^3 4- 61С2Я3 4-	— 03^2^1 —	— с3а^1.
Затем в уравнения подставим содержание компонентов сырьевой смеси:
312х — 651 у — 750г = 50;
— 225х + 661 у + 843г = 25;
Решение:
x+y-\-z= 1.
50 -	-651 —751
25	661	843
1	1 1
312 -	-651 —750
-225	661	843
1	1 1
312	50 —750
—225	25 843
1	1 1
312 -	-651 —750
—225	661 843
1	1 1
—64,618	„
—-------= 0,7380 ч. известняка;
—87,552
—14,316 „
—-—— ==0,1635 ч, глины.
—87,552
Значение г найдем из уравнения x+y-\-z—l:
г= 1,0000 — 0,7380 — 0,1635 = 0,0985.
Получено следующее содержание трех компонентов (без учета потерь при прокаливании), %: х=73,80, у= 16,35, г=9,85.
Проверочный расчет приведен в табл. 2.14.
Таблица 2.14. Расчет трехкомпоиентной сырьевой смеси (к примеру 2.11)
Минерал	Известняк	Глина	Песок	Клинкер, %
C3S	312-0,7380=230,2	-651-0,1635= = —106,4	-750-0,0985= = —73,8	50
c2s	-225-0,7380= = —166,0	661-0,1635=108,0	843-0,0985=83,0	25
С3А	5-0,7380=3,7	55-0,1635=9,0	3-0,0985=0,3	13
c4af	8-0,7380=5,9	35-0,1635=5,7	4-0,0985=0,4	12
Всего, %	73,8	16,3	9,9	100
Результаты расчета состава клинкера, а также найденные обычным путем округленные значения содержания клинкерных минералов приведены в графах 5—9 табл. 2.12.
Если в рассматриваемом примере вместо 50%Сз8 задать 25% C3S и 50% C2S, то получим следующее содержание компонентов сырьевой смеси (без потерь при прокаливании); %: х=71,46, //=16,51, г=12,03.
41
Таблица 2.15. Расчет трехкомпонентной сырьевой смеси (к примеру 2.11, второй вариант)
Минерал	Известняк	Глина	Песок	Клинкер, %
c3s	312,0-0,7146= =222,95	-651-0,1651 = = —107,48	—750-0,1203= = —90,22	25
cas	-225-0,7146= = —160,78	661-0,1651 = 109,13	843-0,1203=101,41	50
С3А	5-0,7146=3,57	55-0,1651=9,08	3-0,1203=0,36	13
C4AF	8-0,7146=5,72	35-0,1651=5,18	4-0,1203=0,48	12
Всего, %	71,46	16,51	12,03	100
Проверка проведена в табличной форме с указанием минералогического состава (табл. 2.15).
2.8.	Содержание оксидов и расчетный минералогический состав клинкера
Из изложенного выше видно, что небольшие различия в соотношениях компонентов сырьевой смеси и содержащихся в них оксидов служат причиной значительных колебаний расчетного минералогического состава клинкера; при этом содержание C3S может снизиться на 50%, а содержание C2S — повыситься на 100%.
Такой же вывод можно сделать из данных табл. 2.16, где приведены клинкеры трех видов с небольшими различиями в содержании оксидов и значительным расхождением в минералогическом составе, полученном в результате расчета [27].
Таблица 2.16. Результаты химического анализа клинкера и расчетный минералогический состав
Компоненты	Клинкер I, %	Клинкер II, %	Клинкер III, %
SiO2	20,0	21,8	20,0
A12O3	7,0	7,6	5.5
Fe2O3	3,0	3,3	,	4,5
СаО	- 66,0	63,0	66,0
Остаток	4,0	4,3	4,0
Всего	100,0	100,0	100,0
C3S	65,0	35,0	73,0
C2S	8,0	36,0	2,0
С3А	14,0	15,0	7,0
c4af	9,0	10,0	14,0
42
Содержание оксидов в клинкерах почти одинаково, а расчетный минералогический состав отличается очень сильно. Поэтому при расчете сырьевой смеси необходимо учитывать, что изменение содержания СаО на 1 % ведет к изменению содержания трехкальциевого силиката примерно на 10—14%. И наоборот, изменение содержания C3S на 1 % требует соответствующего повышения или понижения содержания СаО на 1/14=0,07% и соответственно содержания СаСОз в сырьевой смеси на 0,07Х X 1,78 = 0,12 %. Если при постоянном содержании СаО изменится количество других оксидов, то также изменится минералогический состав полученного клинкера.
Даже один и тот же клинкер может иметь различный расчетный минералогический состав. Это происходит в тех случаях, когда, с одной стороны, в расчет включены только четыре главных оксида, а с другой — когда учитывают дополнительные компоненты, участвующие в образовании минералов. Для иллюстрации рассматриваемого случая ниже приведены результаты анализа одного из клинкеров [28]:
SiO2	А120д	Fe2Os	тю2	Мп2О3	СаО*	MgO	К2О	Na2O	SOs
22,5	5,0	2,5	0,5	0,3	63,0	1,8	0,4	0,4	2,6
Продолжение
Нераство-	Потери при	
римый ос-	прокалива-	Всего
таток	нии	
0,5	0,5	100
По расчету получен следующий минералогический состав, %: C3S=48,25, C2S = 28,12, С3А=8,18, C4AF=7,6, всего 92,16. Соотношение C3S : €28= 1,71 : 1.
Дополнительные компоненты приводят к образованию следующих минералов:	(остаток SO3 — к CaSO4); SO3->
->CaSO4; TiO2-*CaO-TiO2; NajO->8CaO-Na2O3-3A12O3(CgNA3); Mn2O3->4CaO • Al 2O3 • Mn2O3 (C4AM.n).
С учетом возможности образования минералов, приведенных выше, получим следующий минералогический состав клинкера, %: свободная СаО—1; K2SO4—0,74; CaSO4—3,84; CaO-TiO2— 0,86; C8NA3—5,27; MgO—1,80; C4AF—5,27; C4AMn—0,92; C3A— 3,28; C3S—37,89; C2S—36,29; всего—99,50.
Сравнение обоих результатов показывает большое расхождение в минералогическом составе одного и того же клинкера. Изменилось также соотношение C3S : C2S — во втором варианте Расчета оно стало равным 1:1. Расхождения в минералогическом составе зависят от вида минералов, включенных в расчет.
* Включая 1 % свободной СаО
3. Первичное дробление сырья
Цементный сырьевой материал, добытый в карьере, должен быть измельчен перед дальнейшей обработкой. Дробление сырья производится в дробилках, и мельницах. Дробление представляет собой измельчение сырья до крупнозернистого состояния, а помол — до мелкозернистого.
Имеется множество способов и приемов для правильного выбора дробильного оборудования; при этом очень часто решающую роль играют накопленный опыт и точные знания о возможностях использования этого оборудования.
3.1.	Классификация дробильного оборудования и способов дробления
А. Машины для крупного дробления (дробилки) с использованием давления:
а)	щековые дробилки;
б)	конусные дробилки;
в)	валковые дробилки.
Б. Дробилки для ударного измельчения:
а)	молотковые дробилки (одно- и двухроторные);
б)	дробилки ударно-отражательного действия.
В. Оборудование для тонкого измельчения с использованием удара (мельницы);
а)	шаровые мельницы;
б)	трубные мельницы;
в)	многокамерные мельницы.
Эти мельницы обычно называют гравитационными, или тихоходными.
:Г. Мельницы, работающие с использованием давления:
а)	кольцевые шаровые мельницы (мельницы Петерса);
б)	роликовые мельницы, называемые также валковыми, в которых давление создается пружинами (пружинные роликовые мельницы) или валками, прижатыми гидравлическим способом к помольной чаше (мельницы Лёше).
По способу прохождения материала различают следующие процессы.
А. Процессы дробления:
а)	дробление с однократным проходом; материал проходит ’через дробилку только один раз;
б)	дробление в замкнутом цикле; слишком крупные зерна снова подаются в дробилку для измельчения до требуемой крупности.
Иногда процесс дробления совмещается с предварительной сушкой.
Б. Процессы помола:
а)	однократный помол. Размалываемый материал проходит
44
через мельницу только один раз. Такой способ измельчения называют также помолом в открытом цикле;
б)	помол в замкнутом цикле. Крупные зерна, отделенные от мелких механическим или пневматическим способом, снова возвращаются в мельницу и проходят через нее два раза и более, пока не будет достигнут требуемый размер зерен. Помол в замкнутом цикле применяется также при мокром способе измельчения.
По состоянию размалываемого материала различают:
а)	сухой помол; размалываемый материал подается в мельницу в сухом состоянии;
б)	помол с одновременной сушкой; влажный размалываемый материал в процессе помола высушивается за счет тепла, подводимого извне;
в)	мокрый помол; в измельчаемый материал добавляется соответствующее количество воды, чтобы обеспечить его разма-лываемость в виде шлама.
3.2.	Степень измельчения
Степень измельчения п представляет собой отношение наибольшего линейного размера размалываемого материала перед измельчением D к наибольшему линейному размеру измельченного материала d; n=Dmax/dma-s,.
Например, если максимальный размер кусков материала, загружаемого в дробилку, равен 1000 мм, а раздробленного материала— 50 мм, то степень измельчения равна «=1000/50=20; если же размер зерен дробленого материала равен 20 мм, то степень измельчения « = 1000/20=50. Дробилки первичного дробления, применяемые в цементной промышленности, характеризуются степенью измельчения «, равной от 5 до 15. В зависимости от требований к сырьевому материалу его дробление может выполняться в две или иногда в три стадии.
При двухстадийном дроблении глыбы известняка размером 700—900 мм вначале измельчаются в первичной дробилке (степень измельчения « = 5) до крупности 120—200 мм. Дальнейшее измельчение до получения зерен крупностью 20—25 мм производится во вторичной дробилке. Материал, подготовленный описанным способом, в дальнейшем подается в трубные мельницы. Иногда для улучшения работы мельниц материал подвергается третьей стадии дробления, при которой происходит уменьшение размера зерен материала до 3—5 мм.
Кроме приведенного выше определения степени измельчения, основанного на максимальном размере зерен, находят применение также и другие определения степени измельчения:
а)	степень измельчения, основанная на соотношении 95%-ной максимальной крупности зерен,
«95 ~ 1^9б/^95 >
где £>95 — 95% значения D зерен исходного материала; dgs — 95% значения d зерен раздробленного материала.
45
В США в соответствии с теорией измельчения Бонда применяется соотношение 80%-ной максимальной крупности зерен;
б)	степень измельчения, основанная на соотношении средних размеров зерен,
=: D^iqIdmat
где Dma — средний арифметический размер зерен исходного материала; dma — средний арифметический размер зерен измельченного материала;
в)	эффективная степень измельчения в помольном агрегате Ие = ^max/s>
где s — ширина щели в разгрузочной решетке;
г)	кажущаяся степень измельчения
па = m/s,
где т — ширина загрузочного отверстия; s — ширина выпускной щели [28а].
Необходимо отметить, что в настоящее время наряду с понятием «степень измельчения» применяется также понятие «коэффициент измельчения». Коэффициент измельчения отражает разницу между начальной и конечной площадью поверхности раздробляемого материала (прирост площади поверхности), а степень измельчения — частное от деления размеров зерен в начальном и конечном состояниях.
3.3.	Образование поверхности и затраты энергии
Удельные затраты энергии в процессе дробления, т. е. энергия, затрачиваемая на 1 т раздробленного материала, значительно меньше при крупном дроблении, чем при тонком измельчении, т. е. при помоле. Однако при сопоставлении затрат энергии и полученной площади поверхности материала сразу же выявляется противоречие. Для выявления этого противоречия Миттаг [29] сделал сопоставление, которое приведено в примере 3.1 в несколько измененной форме.
Пример 3.1.
А. Крупное дробление. В конусной дробилке в течение 1 ч раздроблено 6000 кг кварцита; начальная крупность зерен составляла 5—50 мм, конечная— 0—5 мм. Потребная мощность дробилки равна 18 кВт, а удельный расход энергии 18:6=3 кВт-ч/т раздробленного материала. Площадь поверхности материала, полученная в результате дробления, рассчитана по средней пробе. Для определения поверхности исходного материала в расчет включено 1000 кг материала и принято, что он состоит из кубиков с гранью 1 см при плотности кварцита, равной 2,5 т/м3. Таким образом, в 1000 кг исходного материала содержится 1000/2,5 = 400 дм3-1000=400 000 кубиков с площадью поверхности по 6 см2; общая поверхность загружаемого материала составляет 400 000-6=2 400 000 см2. Установлено, что после дробления площадь поверхности 1000 кг материала стала равной 80 000 000 см2. Таким образом, прирост поверхности составил 80 000 000—2 400 000=77 600 000 см2, а расход энергии — 3 кВт-ч. В пересчете на 1 кг раздробленного материала получим: 77 600 см2 (77,6 см2/г) и 3 кВт-ч/1000 кг = 0,003 кВт-ч. Поскольку 1 кВт-ч равен 367 000 кгс-м, затраченная работа составит 367000x0,003 = = 1101 кгс-м, или 110100 000 гс-см. Работа, затраченная в процессе дробле
46
ния на единицу прироста площади поверхности материала, равна 110100 000 гс-см/776000 см2=1418 гс-см/см2.
Б. Тонкое измельчение (помол). Клинкер и гипс размалываются в трубной мельнице с удельным расходом энергии 30 кВт-ч на 1000 кг цемента до удельной поверхности по Блейну, равной 3000 см2/г. Удельный расход энергии иа 1 кг цемента составляет 30 кВт-ч/1000=0,03 кВт-ч, а затраченная работа — 367000-0,03=11010 кгс-м. После пересчета на 1 кг цемента получим 1100000 гс-см. Теперь найдем удельную работу, затраченную в процессе помола, на 1 см2 поверхности материала: 1100000/3000 = 366 гс-см/см2. Таким образом, грубое дробление в конусной дробилке требует в 3,8 раза больше затрат энергии (1418/366 = 3,8), чем тонкий помол в трубной мельнице. Для щековых дробилок это соотношение еще больше возрастает.
3.4.	Выбор размеров дробилки
Выбор соответствующей ширины загрузочного отверстия конусной или щековой дробилки определяется как размером кусков горной породы, так и емкостью ковша экскаватора, работающего в карьере. Эти факторы оказывают влияние на производительность дробилки.
В табл. 3.4.1 приведена ширина загрузочных отверстий щековых и конусных дробилок, применяемых для первичного дробления в зависимости от емкости ковша экскаватора.
Таблица 3.4.1. Размеры загрузочного отверстия дробилки в зависимости от емкости ковша экскаватора
Емкость ковша экскаватора, mj	Рекомендуемые размеры загрузочного отверстия щековой дробилки, мм	Ширина загрузочного отверстия конусной дробилки (размер а иа рнс. 3.18а), мм
0,5	600X800	350—450
0,75	700X900	450—500
1,0	900X1000	500—700
1,5	1000X1200	700— 800
2,5	1200X1500	1000—1200
3,0	1500X1800	1200—1500
7,5	1600X2000	1300—1600
9,0	1700X2200	1500—1800
3,5.	Щековые дробилки
Щековые дробилки широко применяются в цементной промышленности вследствие относительной простоты конструкции и возможности их изготовления в больших количествах; обычно они используются для первичного дробления (рис. 3.1) [30].
Дробление загружаемого материала происходит между двух щек, одна из которых неподвижна, а другая перемещается под действием коленчатого рычага. Щеки футерованы рифлеными броневыми плитами из закаленного литья или твердой стали. Рама машины выполнена из стального литья. В крупных машинах рама собирается из 4—6 стальных плит.
На рис. 3.2 показана схема дробления материала рифлеными броневыми плитами щековой дробилки.
47
Поверхность броневых плит имеет продольные ребра. На рис. 3.3 показаны различные конструкции ребер броневых плит щековых дробилок.
Для дробления твердых, полутвердых и хрупких материалов применяется конструкция броневых плит, показанная на рис. 3.3, а. Угол между гранями рифлений составляет 90—100°. Для дробления крупного и очень твердого каменного материала рифления должны иметь волнистую форму, как показано на рис.
Рис. 3.2. Схема действия рифленых бронеплит
Рис. 3.1. Поперечный разрез щековой дробилки
3.3,6; здесь угол между гранями ребер должен равняться 100— 110°. Для дробления крупных очень твердых глыб применяются броневые плиты с рифлениями, отстоящими друг от друга на некоторое расстояние (см. рис. 3.3, в). Для случая, показанного на рис. 3.3, а, наилучшим отношением ширины рифлений t к их высоте h является 111г = 2—3, а для случая, показанного на рис. 3.3, е, — Z: А=4—5.
В зависимости от размеров загружаемого материала ширина рифлений в щековых дробилках первой стадии составляет 50— 150 мм. В щековых дробилках второй стадии ширина рифлений равна 10—40 мм.
Ширина выходного отверстия дробилки е (рис. 3.3.а), измеряется от основания рифления одной плиты до выступающего края рифления плиты, противолежащей первой (рис. 3.3, а и б); на рис. 3.3, в размер е представляет собой расстояние между плоскостями плит.
При дроблении очень твердых материалов в рифлениях возникают боковые усилия, оказывающие неблагоприятное воздействие на вал щеки; в таких случаях рекомендуется применять гладкие броневые плиты.
Для первичного дробления известняка успешно применяются так называемые превышающие рифления. В этом случае каждый третий или четвертый зуб выполняется более высоким, чем остальные, что предотвращает попадание пластинчатых или
48
игольчатых частиц в дробимый материал. Плиты щековых дробилок с такой формой рифлений показаны на рис. 3.4.
Обычно наибольшему износу подвергается нижняя часть плиты неподвижной щеки; нижняя часть плиты подвижной щеки изнашивается в несколько меньшей степени. Конструкция броневых плит позволяет в случае износа повернуть их на 180°; при этом изношенная часть оказывается вверху, что позволяет уве-
Рис. 3.3. Различные конструкции бронеплит щековых дробилок
Рис. 3.4. Броневые листы с рифлениями нормальной (2) и увеличенной (/) высоты
Рис. 3.5. «Полезная жизнь» футеровки дробилок в зависимости от твердости дробимого материала
Кварц Порфир Гранит
Свинцова-цинковые руды Кварциты Гадбро Диорит базальт Магнетит Сиенит Песчаник Медная руда Сланцы Доломит Известняк
5000 т на набор
плит теки
личить срок службы броневых плит. Броневые плиты изготовляются из марганцовистой стали с содержанием Мп 12—14%. В зависимости от твердости дробимого материала срок службы броневых плит составляет от 800 до 1000 рабочих часов.
На рис. 3.5 схематически показано изменение срока службы дробящих щек в зависимости от их износа под действием различных измельчаемых материалов; в качестве единицы измерения принято количество обрабатываемого материала в тоннах
Удельный износ дробящих плит составляет от 5 до 30 г на 1 т материала. Бонд Г321 приводит значение удельного износа от 20 до 45 г/т.
4—394
49
что и плиты щек,
Рис. 3.6. Сводчатые дробящие плиты
По данным, полученным в СССР, затраты, связанные с износом дробящих плит из марганцовистой стали, составляют 13— 39% всех эксплуатационных затрат [33].
Бортовые плиты, называемые также клиновыми, ограничивают зону дробления; они изготовляются из такого же материала, но изнашиваются значительно слабее. Приведенные выше данные об износе плит включают также и клиновые плиты.
Рифления составляют 18—25% веса броневых плит, поэтому при замене плит теряется 75—82% ценной марганцовистой стали. В последнее время разработаны дробящие плиты, в которых рифления составляют 50% веса плит;
Другим конструктивным решением являются дробящие плиты сводчатой формы (рис. 3.6).
Сводчатыми плитами может быть зафуте-рована как одна, так и обе дробящие щеки. Выходное отверстие в дробилках со сводчатыми броневыми плитами более длинное, чем в дробилках с плоскими плитами. Это способствует более равномерному износу' броневых плит и повышению однородности зернового
состава материала. В зависимости от размеров дробилки радиус сводчатых плит составляет от 1500 до 2000 мм.
На рис. 3.7 показана дробилка [34] со сводчатыми дробящими плитами, имеющими выпукло-вогнутую поверхность; при этом достигается увеличение рабочего объема и повышение производительности по сравнению с выпуклыми плитами.
На рис. 3.8 показаны различные конструкции щек и связанный с ними рабочий объем в зависимости от размеров дробимого материала.
Угол между щеками дробилки относительно невелик и равен 15—20°. Этот угол определяет степень измельчения в щековой дробилке: чем меньше угол, тем меньше степень измельчения. При угле между щеками дробилки, равном 15—20°, степень измельчения составляет 4—6.
Разработаны дробилки различных конструкций, имеющие ряд особенностей. Однако обычно применяют дробилки двух основных типов: дробилки с коленчатым рычагом, также называемые дробилками Блэка (рис. 3.9), и дробилки с кулачковым механизмом (рис. 3.10) [35].
В дробилке с коленчатым рычагом подвижная щека перемещается вперед и назад и раздавливает загруженный материал; при этом как на материал, так и на щеки дробилки передается значительное давление.
Такие дробилки в основном служат для дробления твердых
50
Рис. 3.8. Различные конструкции щек дробилок
Рис. 3.7. Щековая дробилка с выпукло-вогнутыми дробящими плитами
Рис. 3.10. Схема дробилки с кулач-, ковым механизмом ’	-
Рис. 3.9. Схема дробилки с коленчатым рычагом и двумя распорными плитами
4*
51
и очень твердых материалов, загружаемых крупными кусками.
В дробилке с кулачковым механизмом (см. рис. 3.10) форма движения подвижной щеки иная. Здесь щека движется не только вперед и назад, но также вверх и вниз. Дробление материала происходит под действием смятия с трением, т. е. одновременно действуют давление и трение. Такие дробилки служат для дробления материалов средней плотности с небольшими размерами загружаемых кусков.
Частота вращения вала дробилки. Частота вращения вала наряду с размерами щековой дробилки определяет ее производительность. Однако частота вращения не должна быть слишком большой, так как опыт эксплуатации показал, что при увеличении ее выше определенного предела производительность дробилки перестает возрастать. Скорость перемещения подвижной щеки вперед и назад должна быть рассчитана так, чтобы раздробленный материал успевал покидать дробилку через выходное отверстие. Для расчета частоты вращения щековой дробилки применяется формула
п = 665 V(tga)/s , где п — частота вращения, об/мин; a — угол между щеками дробилки, град; s — ход щеки, см.
Пример 3.2. Размеры выходного отверстия дробилки равны 900Х Х1200 мм, угол между дробящими щеками 22°, ход подвижной щеки 3 см;
п = 665]/"(tg 22°)/3 = 240 об/мин.
Однако с учетом трения, возникающего между щеками дробилки и дробимым материалом, в качестве верхнего предела рекомендуется 170 об/мин [36].
Для практических целей приведенную выше формулу можно использовать в следующем виде:
ппракт ~ 600]/(1S я)/® .
Если учесть, что в большинстве щековых дробилок а.=20°, то получим упрощенную формулу для определения частоты вращения:
п= 360/]/s .
Предохранение от перегрузок. Твердые посторонние предметы, попадающие в материал, например куски металла, зубья ковшей экскаваторов и т. д., могут стать причиной разрушения различных деталей щековой дробилки. Для предотвращения такой возможности в конструкцию распорных плит коленчатого рычага включается предохранительное устройство, принимающее на себя перегрузки от недробимых посторонних предметов и тем самым предохраняющее дробилку от повреждений. На рис. 3.11 показаны две различные конструкции распорных плит коленчатого рычага с заданными линиями разрушения.
После разрушения плиты коленчатого рычага необходимо заменять, что приводит к длительным простоям. Чтобы исключить простои, разработан гидравлический предохранитель от
52
перегрузки, который автоматически удаляет недробимые предметы из дробильной камеры без остановки процесса производства. На рис. 3.12 показана схема действия гидравлического предохранителя от перегрузки [37].
В этом случае неподвижная щека дробилки выполнена в виде балансира, который может поворачиваться вокруг оси в верхней части щеки. Нижний конец щеки оперт на три гидравлических цилиндра, поршни которых находятся в переднем крайнем положении при неподвижном балансире.
Рис. 3.11. Распорные плиты с заданными плоскостями среза
Рис. 3.12. Гидравлический предохранитель от перегрузки
Когда между щеками дробилки попадает предмет, не поддающийся дроблению, возникает избыточное давление, передающееся на гидравлическую систему балансира. Балансир поворачивается, и посторонний предмет выпадает из дробильной камеры. Затем гидравлический цилиндр возвращает балансир в переднее рабочее положение. Во время этого процесса автоматически прекращается загрузка материала, а привод дробилки продолжает работать. Дополнительные затраты на установку гидравлического предохранителя от перегрузки составляют около 25% стоимости дробилки.
Производительность. Таггарт предложил следующую формулу для практического определения производительности щековых дробилок:
Q = 0,093M,
где Q — производительность дробилки, т/ч; Ь — ширина щеки, см; d — размер кусков исходного материала, см.
Эта формула обычно хорошо согласуется с практическими данными для дробилок средней величины. Для крупных дробилок она дает заниженные результаты.
Другую формулу для определения производительности щековых дробилок разработал Левенсон:
Q = loOnbsdpY,
53
Таблица 3.5.1. Значения коэффициента с (метрическая система)
Материал	Гладкие щеки	Рифленые щеки
Естественная смесь	1,4-10—4	1,00-10—4
Просеянная смесь	1,25-10—4	8,5-10—5
Крупные куски	1,00-10—4	7,0-10—5
где Q — производительность дробилки, т/ч; п — частота вращения вала привода, об/мин; b — ширина подвижной щеки, м; s— амплитуда колебаний подвижной щеки, м; d — средний размер кусков исходного материала, м; ц — степень заполнения дробимым материалом (в зависимости от физических свойств материала принимается равной от 0,25 до 0,5); у — объемная масса дробимого материала, т/м3.
Пример 3.3. Требуется определить производительность щековой дробилки прн следующих исходных данных: частота вращения главного вала 170 об/мин, ширина подвижной щеки 1,2 м, амплитуда колебаний подвижной щеки 45 мм = 0,045 м, средний размер дробимого материала 0,17 м, а его объемная масса 2,7 т/м3.
Решение:
а)	по формуле Левенсона
Q = 150-170-12-0,045-0,17-0,3-2,7 = 190 т/ч;
б)	по формуле Таггарта
Q = 0,093-120-17= 190 т/ч.
Таким образом, при расчете по формулам обоих авторов получена одинаковая производительность щековой дробилки.
Прескотт разработал приближенную формулу, по которой производительность щековой дробилки составляет около 0,1 т/ч на 1 кв. дюйм (6,45 см2) загрузочного отверстия.
Гискинг предложил формулу, пригодную для определения производительности щековых и крупных конусных дробилок:
Q = cyBSenbt],
где Q — производительность, т/ч; С — коэффициент, зависящий от мелкой фракции загружаемого материала и поверхности щек дробилки (табл. 3.5. 1);
Таблица 3.5.2, Техническая
Размеры загрузочного отверстия, дюйм	Транспортная масса дробилки, фунт	Частота вращения ведущего вала, об/мин	Примерная производительность в кор. т/ч емкая масса дробленого						
			ширина выходного отверстия дро						
			2	2,5	3	3,5	4	4,5	
36X42	124 200	200		160	184	206	228	256	
36X48	142 200	180			208	240	270	300	
42X48	197 200	170				258	290	320	
48X60	305000	140					352	385	
56X72	470 500	120						430	
54X84	505000	110						550	
60X84	550 000	НО						550	
54
у •— объемная масса материала, кг/дм3; В — длина выпускного отверстия в щековых дробилках или периметр выпускного отверстия в конусных дробилках, см; 5— ширина выпускного отверстия, см; е — амплитуда колебания или ход, см; п — частота колебаний или ходов в 1 мин; b — поправочный коэффициент для учета угла наклона щек дробилки; для 26° 6=1, при уменьшении угла на 1° коэффициент 6 возрастает на 3%; г]—отношение теоретической производительности к фактической, принимается равным 0,8—0,9.
Пример 3.4. Рассчитать производительность щековой дробилки с размерами загрузочного отверстия 1200x900 мм, частотой колебаний в 1 мин, равной 180, амплитудой колебаний е=40 мм и шириной выходного отверстия 5 = 20 см. Дробилка имеет гладкие щеки, угол между щеками равен 19° (& = = 1,21). Дроблению подвергается известняк без предварительного просеивания (крупные куски), у=1,7; г] принимается равным 0,8.
Решение: Q = 0,0001 • 1,7• 120• 20• 4 • 180• 1,21 • 8 = 280 т/ч.
Пример 3.5. Требуется определить производительность щековой дробилки при следующих исходных данных: размеры загрузочного отверстия 47X36 дюймов, частота хода 180 в 1 мин, амплитуда колебаний е=1,5 дюйма, ширина выходного отверстия 8 дюймов, объемная масса материала 100 фунт/куб. фут; все остальные величины такие же, как в примере 3.2.
Решение: Q = 0,0000312-100-47-8-1,5-180-1,21-0,8 = 305 т/ч (кор. т/ч); 305-0,907 = 280 т/ч (метрических).
Мощность привода. Мощность привода щековых дробилок определяется следующим образом:
а)	по формуле Виарда М=0,0155 bD,
rjifi N — мощность двигателя щековой дробилки, л.с.; 6 — ширина подвижной щеки дробилки, см; D — максимальный размер кусков загружаемого материала, см;
б)	по формуле Левенсона
,,	n&(£>2 —d2)
~	0,34
где W— мощность двигателя щековой дробилки, л.с.; п — частота вращения ведущего вала, об/мин; & —ширина подвижной щеки дробилки, м; D — средний размер кусков загружаемого материала, м; d — средний размер кусков дробленого материала, м.
Пример 3.6. Требуется определить мощность двигателя щековой дробилки при следующих исходных данных: ширина щеки дробилки 1,2 м, частота вращения ведущего вала 170 об/мин; размер кусков загружаемого мате-
характеристика американских дробилок
в зависимости от ширины выходного отверстия (объ-материала 1600 кг/м3)								Размеры ведущего колеса, дюйм	Размеры маховика, дюйм	Максимальная потребная мощность привода, л. с.
билки в		закрытом состоянии, дюйм								
	5	6	7 1	8	9 1	10	11			
	286	345	400					78X15	78X15	125
	330	390	450					78X15	78X15	125
	350	410	475	535				96X18	96X18	150
	428	500	618	686				108X21	108X21	200
	490	575	680	820	810			120X24	120X24	250
	610	710	790	890	1000	1110	1220	144X30	144X30	300
	610	710	790	890	1000	1110	1220	144X30	144X30	300
55
Таблица 3.5.3. Техническая характеристика советских дробилок производства УЗТМ
Параметр	Размеры загрузочного отверстия, мм		
	1200X 900	1500X1200	2500 X 2100
Максимальная крупность загружав-	650	800—850	1000
мого материала, мм Диаметр маховика, мм	2100	3000	3200
Ширина маховика, мм	544	720	1020
Частота вращения ведущего вала,	170	135	100
об/мин Двигатель привода, л. с.	150	235	360
Ширина выходного отверстия, мм	150—200	200—250	250—300
Производительность, т/ч	175—200	255—350	400-500
Масса дробилки, т	68	120	210
Габариты дробилки, мм: ширина	3764	4450	5730
высота	2260	3840	4300
длина	4480	5580	6810
риала 0,50 м, максимальный размер 0,65 м; размер кусков дробленого материала 0,17 м.
Решение:
а)	по формуле Левенсона
170-1,2 (0,52 — 0,172)
.V =----------------------= 132 л. с.;
0,34
б)	по формуле Виарда
N = 0,0155-120-65= 121 л. с.
Для повышения надежности выбирают двигатель мощностью, превышающей расчетную на 10—15%, что обеспечивает запас мощности для перекрытия неравномерностей в массе загружаемого материала. Практически удельные затраты энергии составляют от 0,3 до 0,6 кВт-ч на 1 м3 материала средней твердости [39].
Затраты энергии на дробление 1 м3 материала зависят от размеров дробилки и составляют, кВт-ч:
для малых дробилок............................................. 1,10—2,20
для средних дробилок...........................................0,75—1,10
для крупных дробилок...........................................0,35—0,75
В табл. 3.5.2 приведены данные по американским дробилкам [40 [. Данные приведены в дюймах, фунтах и «коротких» тоннах (1 кор. т=907 кг).
В табл. 3.5.3 приведены данные по щековым дробилкам советского производства (УЗТМ) [41].
3.6.	Конусные дробилки
В конусных дробилках дробление материала происходит между неподвижным конусообразным кольцом (станиной) и
56
конусом, вращающимся вокруг вертикального вала, эксцентрично закрепленного в нижнем конце. Дробление материала происходит в основном за счет давления и частично — за счет изгиба и в принципе не отличается от дробления в щековых дробилках. Выпускаются два типа конусных дробилок.
В дробилках с крутым профилем дробящей камеры, называемых также дробилками Гэйтса (рис. 3.13), вершины дробящего конуса и конусообразного корпуса направлены навстречу друг другу, а в конусных дробилках, известных под названием
Рис. 3.13. Поперечное сечение конусной дробилки (дробилка Гэйтса)
Рис. 3.14. Поперечное сечение короткоконусной дробилки (дробилка Саймонса)
Рис. 3.15. Главные составные части конусной дробилки (дробилка Гэйтса)
дробилок Саймонса, или короткоконусных дробилок (рис. 3.14), вершины дробящего конуса и конусообразного корпуса направлены в одну сторону.
3.7.	Дробилки с крутым профилем
Конструкция и принцип действия дробилки с крутым профилем (дробилка Гэйтса для крупного дробления) показаны на рис. 3.15. Дробилка состоит из следующих основных частей: неподвижного конусообразного кольца — части корпуса 1 и подвижного конуса 2, насаженного на вал 3. Вал дробилки, называемый также главным валом, вместе с конусом закреплен в верхней части корпуса дробилки на шаровом шарнире 4, что создает маятниковую подвеску. Такая подвеска характерна для конструкции дробилки с крутым профилем. Нижний конец главного вала закреплен в подвижном эксцентриковом стакане 5, соединенном с конической передачей 6. Эта передача сообщает конусу круговые маятниковые колебания.
Угол между вертикалью и валом дробилки составляет 2— 3°. Поэтому насаженный на вал конус периодически приближается и удаляется от неподвижного конусообразного кольца;
57
при этом материал, находящийся между обоими конусами, подвергается сжатию, приводящему к дроблению. Необходимо отметить, что вал 3 не вращается вокруг собственной оси. Схема дробления материала между конусами в круговой дробилке показана на рис. 3.16.
Частота вращения вала дробилки с крутым профилем. Формула для расчета оптимальной частоты вращения вала дро
Рис. 3.16. Схема дробления в конусной дробилке
Рис. 3.17. Конус и кольцо дробилки Гэйтса
билки Гэйтса аналогична формуле для расчета частоты вращения вала щековой дробилки:
i / tg ai + tg <z2 n = 665 I / ----------.
V	2r
С учетом практических данных частоту вращения дробилки можно определить и по следующей формуле:
» = 470 |/''	,
где п — оптимальная частота вращения, об/мин; г — эксцентриситет конуса дробилки, см; «1 — угол между вертикалью и кольцом; аг — угол между вертикалью и конусом (рис. 3, 17).
Сумма углов составляет 20—23°.
Производительность. Производительность дробилок с крутым профилем может рассчитываться по формуле Гискинга (см. разд. 3.5), которая подходит также и для щековых дробилок.
Пример 3.7. Дано: непросеянный известняк, у=1,7 т/м3; ширина выходного отверстия дробилки 150 мм, диаметр загрузочного отверстия 1800 мм и, следовательно, длина окружности равна 180 л = 565 см; кольцо и конус дробилки не имеют ребер, с = 1,4-10-4; частота колебаний равна 150 в 1 мин, угол между кольцом и конусом равен 26°, поэтому 6=1; амплитуда колебаний (эксцентриситет) составляет 3,75, т] = 0,85.
Решение: Q=0,00014-1,7-565-15-3,75-150-1,0-0,85= 964 т/ч.
58
Маркировка дробилок с крутым профилем. Способ маркировки этих дробилок не везде одинаков. В СССР за основу при маркировке берется максимальная ширина загрузочного отверстия Л (рис. 3.18,б). В ФРГ размер дробилки устанавливается по диаметру D кольца (рис. 3. 18,а), причем иногда в маркировку добавляется размер А. В США размеры дробилок обозначают АВ, как показано на рис. 3.18, б.
Рис. 3.18. Обозначение размеров конусных дробилок
При другом способе маркировки дробилок указываются ширина загрузочного отверстия и диаметр основания конуса, например 60/109 дюймов (рис. 3.18,в). Для дробления материала с исходными размерами ab (рис. 3.18,а} требуется щековая дробилка с загрузочным отверстием шириной около 1,25 ab. Для дробления материала такой же крупности в конусных дробилках требуется значительно большее загрузочное отверстие.
Регулировка размеров выходного отверстия. Для восстановления исходной ширины выходного отверстия, увеличившейся из-за износа броневых плит дробилки, или для изменения конечной крупности зерен дробимого материала вал дробилки может перемещаться по вертикали на 150—280 мм в зависимости от размеров дробилок.
Перемещение вала дробилки достигается следующим образом:
1) с помощью вращения гайки, установленной на верхнем конце вала дробилки в подвесном приспособлении; эта операция требует много времени;
2) с помощью гидравлического подъемного устройства (рис. 3.19). При закачивании масла в подъемное устройство происходит подъем вала дробилки (рис. 3.19,а), и наоборот — при выпуске масла из подъемного устройства вал опускается вниз (рис. 3.19,6). Для проведения операций требуется всего 1 мин.
В табл. 3.7.1 приведена производительность дробилок с крутым профилем производства США [42]. Линейные размеры
59
Таблица 3.7.1. Производительность конусных дробилок
робил-	О >>*	К X X X	К X 5. х	£ о 2		Ширина выпускного
сС	Sg	ffS га s	Efs я 3	га х •	X	
Маркировк; КН	Размеры за ного отвер! дюйм	Частота вр конуса, об/	Частота вр кольца, об;	Максималь ность, л. с	Эксцентрис дюйм	2'А	з	3'/2	4	4*/з	5
30—55	30X78	175	585	150	б/8	150	205	270	335	390	450
30—55	30X78	175	585	180	3/4	240	320	400	480	550
30—55	30X78	175	585	240	1	425	485	540	600
30—55	30X78	175	585	300	В/4	605	675	735
36—55	36X90	175	585	180	3/4	270	310	350
36—55	36X90	175	585	240	1	380	440
36—55	36X90	175	585	300	1^4	515
42—65	42X108	150	497	265	1	540	660
42—65	42X108	150	497	330	Р/4	700
42—65	42X108	150	497	400	1Ч2	
48—74	48X120	135	497	300	1	930
48—74	48X120	135	497	385	1V4	
48—74	48X120	135	497	425	13/8	
48—74	48X120	135	497	500	1Б/8	
54—74	54X132	135	497	300	1	
54—74	54X132	135	497	385	1V4	
54—74	54X132	135	497	425	18/8	
54—74	54X132	135	497	500	1б/8	
60—89	60X145	ПО	435	330	1	
60—89	60X145	ПО	435	410	н/4	
60—89	60X145	ПО	435	450	13/8	
60-89	60X145	НО	435	495	VI*	
60—89	60X145	ПО	435	600	113/16	
60—	60X150	100	400	1000	п/2	
109						
72—	72X174	100	400			
109						
60
с крутым профилем производства США, т/ч
отверстия, дюйм
	57,	6	67,	7	7*Л	8	8‘/,	9	97,	10	107,	и	117,	12
	510 620	Ступенчатой линией ограничены рекомендуемые минимальные максимальные размеры выходного отверстии для заданных эксцентриситетов.												И
	660													
	800													
	380													
	500													
	585													
	790	920	1040	1170										
	850	1000	1140	1300										
		1040	1260	1490										
	1000	1080	1150	1230	1300	1380								
	1280	1390	1480	1580	1680	1780								
		1530	1640	1780	1860	1980								
			1920	2060	2180	2340								
	960	1040	1100	1160	1240	1330								
		1340	1410	1500	1590	1700								
			1560	1650	1750	1870								
				1950	2070	2210								
		ИЗО	1170	1240	1310	1400	1480	1610						
			1450	1540	1630	1740	1850	2000						
				1680	1780	1900	2020	2200						
					1960	2100	2230	2360						
						2540	2600	2700						
							3250	3500	3750	4000	4250	4500	4750	5000
														
61
даны в дюймах, масса —в кор. т (1 кор. т=907 кг). Объемная масса дробимого материала составляет 1620 кг/м3.
Общие сведения. Конусные дробилки с крутым профилем, также как и щековые, применяются в цементной промышленности в основном для первичного дробления. По сравнению со щековыми дробилками производительность конусных дробилок с крутым профилем в два-три раза выше при одинаковых раз-
Рис. 3.19. Гидравлическое устройство: для подъема вала конусной дробилки
мерах загрузочного и выходного отверстий. В конусных дробилках отсутствует холостой ход, они продолжают работу при движении вала по кругу. Эти дробилки потребляют меньше энергии; производительность их в расчете на 1 кВт-ч в 1,3— 1,6 раза выше, чем щековых дробилок. Производительность дробилок среднего размера выше в 1,3—1,4 раза, а крупных—в 2,1 — 3,6 раза, что указывает на целесообразность применения конусных дробилок с крутым профилем при большой крупности загружаемого материала. На холостом ходу эти дробилки потребляют около 30% энергии, необходимой для работы с полной нагрузкой, а щековые дробилки 45—50%.
В дробилки с крутым профилем редко загружается плитный или игольчатый материал. Броневые плиты в этих дробилках подвергаются большему износу, чем в щековых, и требуют более частой замены. В отличие от щековых дробилок в них нельзя повернуть броневые плиты на 180°. Степень измельчения для дробилок с крутым профилем составляет от 7 до 15. Их производительность достигает 5000 т/ч при ширине выпускного отверстия 30 см (см. табл. 3.7.Г). Такие дробилки не требуют специального загрузочного приспособления; материал из транс
62
портных средств (обычно самосвалов) может разгружаться непосредственно в приемное отверстие дробилки.
3.8.	Короткоконусные дробилки (дробилки Саймонса)
В дробилках такого типа вершины конуса и конусообразного кольца корпуса направлены в одну сторону, как показано на рис. 3.14. Эти дробилки с пологим профилем дробящей ка-
меры в основном применяются для вторичного дробления, т. е. как дробилки второй стадии.
Принципиальное отличие конструкции этих дробилок от предыдущих состоит в том, что в короткоконусных дробилках вал выполнен в виде консольной, а не подвешенной конструкции и опирается нижним концом на эксцентриковое устройство. На верхнем конце
вала закреплено распредели-
тельное устройство для загружаемого материала. Из него материал подается в дробильную камеру, в которой измельчается под давлением, создаваемым поверхностями обоих конусов; одновременно дробимый материал перемещается в направлении выпускного отверстия, как показано на рис. 3.20. Расстояние между поверхностями дробящих конусов уменьшается в направле-
нии выпускного отверстия.
На рис. 3.20 видно, что оба дробящих конуса образуют выпускное отверстие длиной I с параллельными сторонами; минимальное расстояние между конусами равно d. Поэтому для получения на выходе из дробилки кусков дробимого материала размером d необходимо, чтобы его частицы проходили через выпускное отверстие наименьшего размера. Это означает, что время, за которое каждая частица дробимого материала пересекает длину I выходного отверстия, не должно быть меньше, чем время полного поворота конуса дробилки вокруг его эксцентрикового вала. Поэтому частота вращения конуса в короткоконусных дробилках выше, чем в дробилках с крутым профилем.
Маркировка. Короткоконусные дробилки маркируются по диаметру основания конуса (размер D на рис. 3.20).
Частота вращения дробящего конуса. Для расчета оптимальной частоты вращения эксцентриковой втулки, т. е. частоты вращения конуса в короткоконусной дробилке, применяется следующая эмпирическая формула [39]:
63
,	 / sin a — fcosa
n = 133 |/ --------j,
где n — частота вращения эксцентриковой втулки дробящего конуса (число колебаний); a — угол дробящего конуса (см. рис. 3. 20), этот угол составляет 39—45°; I—длина выпускного отверстия, м (рис. 3.20); f—коэффициент трения между дробимым материалом и конусом.
Пример 3.8. Определить число колебаний вала короткоконусиой дробилки при а=41°, коэффициенте треиия /=0,3 и /=0,13 м.
Решение:
-. Л sin 41° —0,3 cos 41°
п — 133 I/ ----------—--------= 240 об/мии.
г	V , 1О
При а=40° п=235 об/мин.
Мощность привода. Для определения мощности привода короткоконусной дробилки применяется следующая формула:
Dn(<& — &\
N = —,
0,2т]
где N — мощность двигателя привода, л.с.; п — частота вращения эксцентриковой втулки конуса дробилки (число колебаний), об/мии; di — средняя крупность частиц загружаемого материала, м; d2 — средняя крупность частиц дробимого материала, м; D — диаметр основания конуса, м; г] — к. п. д. привода от двигателя к экцентриковому стакану.
Пример 39. Рассчитать мощность двигателя короткоконусиой дробилки при следующих исходных данных: £> = 2,1 м, п=240 об/мин, di = 0,3 м, d2=0,03 м, т]=0,85.
Решение:
2,1-240(0,32 —0,ОЗ2)
N =-----------------------
= 263 л. с.
0,2-0,85
Производительность. Для определения производительности короткоконусных дробилок применяется следующая формула [43]:
Q = 6,8£)2 d2 пу,
Таблица 3.8.1. Техническая характеристика советских коиусиых дробилок производства УЗТМ для среднего дробления
Наименование	Модель КСД 1650	Модель КСД 2100
Диаметр конуса дробилки, мм (см.	1650	2100
рис. 3.20, размер D) Крупность загружаемого материала,	До 210	До 300
ММ Ширина выпускного отверстия, мм	25—60	30—60
Производительность, т/ч	375	790
Потребляемая мощность, кВт	150	200—230
Масса дробилки, т	40	65
64
где Q — производительность дробилки, т/ч; у — плотность дробимого материала, т/м3. Остальные обозначения такие же, как в приведенной выше формуле для определения У.
Пр и мер 3.10. Определить производительность короткоконусиой дробилки при следующих исходных данных: £>=1,65 м, </2=15 мм—0,015 м, л = ==240 об/мин, у=2,6 т/м3.
Решение: Q=6,8-1,652-0,015-240-2,6=173 т/ч.
В табл. 3.8.1 приведены характеристики конусных дробилок советского производства (Уральский завод тяжелого машиностроения УЗТМ) [44].
3.9.	Валковые дробилки
В валковых дробилках загружаемый материал попадает в зазор между вращающимися валками и дробится под давлением этих валков. Конечная крупность зерен дробленого материала
5—394
65
зависит от расстояния между валками. В зависимости от вида материала могут применяться валки с гладкой, ребристой или зубчатой поверхностью. Направление расположения ребер (вдоль или поперек оси валка) определяется твердостью материала.
На рис. 3.21 показаны конструкция и принцип действия валковой дробилки. Валок 1 жестко закреплен на раме дробилки 2, а другой валок может перемещаться в горизонтальном направлении под действием пружин 3. Упругие пружины 3 предохраняют валок от разрушения при попадании недробимого
Рис. 3.22. Двухступенчатая валковая дробилка
Рис. 3.23. Трехступенчатая валковая дробилка
материала (зубьев ковша экскаватора, стальных предметов и т. д.). Для предотвращения трения материала о валки в процессе дробления оба валка имеют одинаковую частоту вращения. Двигатель через клиноременный шкив 4 и шестерню 5 приводит в действие жестко закрепленный валок и затем с помощью зубчатой пары вращает подвижный валок. Существуют также конструкции, в которых каждый валок приводится в действие своим двигателем. Степень измельчения при применении одной пары валков составляет от 5 до 7. Для получения более высокой степени измельчения без использования двух отдельных дробилок применяются валковые дробилки с двумя парами валков, установленных один над другим (двухступенчатые валковые дробилки1); при этом верхняя пара валков служит для первичного дробления, а нижняя пара — для вторичного. В особых случаях для дробления материалов применяют также трехступенчатые валковые дробилки.
На рис. 3.22 схематично показана конструкция двухступенчатой валковой дробилки, а на рис. 3.23 — трехступенчатой.
66
Таблица 3.9.1. Техническая характеристика американских валковых дробилок
Размеры валков (диаметрХ X длина), ДЮЙМ	Крупность дробимого материала* дюйм	Максимальная крупность загружаемого материала, дюйм	Производительность, т/ч	Частота вращения в обычных условиях, об/мин	Потребляемая мощность, л. с.
36X14	V*	1V1	30	100—150	35
36X16		1Ч4	35	100—150	40
42X16		Р/з	40	95—120	50
42X18		ir/2	45	95—120	55
54X16	8/в	2	55	70—95	65
54X20	8/3	2	65	70-95	70
54X24	3/3	2	75	70-95	75
54X30	3/8	2	95	70—95	' 85
60X24	Ч3	23/8	90	65—85	90
60X30	х/2	23/а	115	65—85	100
72X20	х/з	3	85	50—75	100
72X24	х/г	3	100	50—75	100
72X30	1/з	3	130	50—75	125
72X36	Чз	3	155	50—75	150
В цементной промышленности валковую дробилку часто используют для дробления угля, применяющегося для отопления сушильных барабанов.
Производительность. Производительность валковых дробилок можно определить по формуле
Q = 50LDndy,
где Q — производительность дробилки, т/ч; L — длина валков, м; D — диаметр валков, м; п — частота вращения валков, об/мин; d— ширина зазора между валками, м; у — объемная масса дробимого материала, т/м3.
Таблица 3.9.2. Техническая характеристика дробилок с зубчатыми валками
Характеристика	Изготовитель	
	Новокраматорский завод тяжелого машиностроения, СССР	SKET/ZAB, Дессау. ГДР
Диаметр валков, мм	1100	1250
Длина валков, мм	1000	1600
Частота вращения валков, об/мин	16	15
Крупность загружаемого материала,	До 400	500
мм		
Крупность дробимого материала, мм	0—100	0—100
Производительность при дроблении	50—70	80-100
глины, т/ч		
Потребляемая мощность, кВт	28	50
5*
67
Пример 3.11. Требуется определить с помощью приведенной выше формулы производительность валковой дробилки при следующих исходных данных: £>=1,0 м, £ = 0,8 м, м=65 об/мин, rf=0,012 м, у=1,68 т/м3.
Решение: Q = 50-0,8-1,0-65-0,012-1,68 = 52 т/ч.
В табл. 3.9.1 приведена техническая характеристика американских валковых дробилок [45].
Приведенная в табл. 3.9.1 производительность дробилок рассчитана из условия, что объемная масса материала после дробления равна 1,6 т/м3. Расчет мощности проведен исходя из средней производительности при дроблении материала средней твердости.
В табл. 3.9.2 приведена производительность дробилок с зубчатыми валками [46].
3.10.	Молотковые дробилки
Молотковые дробилки нашли широкое применение в цементной промышленности. Они используются для дробления твердого известняка и известняка средней твердости, а иногда — для дробления мергеля. В зависимости от вида дробимого материала степень измельчения в молотковых дробилках составляет от 40 до 60. Высокая степень измельчения в молотковых дробилках иногда позволяет обойтись без применения многоступенчатых дробильных установок. Выпускаются два типа молотковых дробилок— однороторные и двухроторные. Ударная сила, создаваемая этими дробилками, определяется кинетической энергией молотков:
р = гтЧЪ.
Исходя из этого, в молотковых дробилках стремятся уменьшить до минимума массу т, но при этом максимально увеличить скорость v, чтобы повысить ударную силу и одновременно снизить износ.
На рис. 3.24 показана схема однороторной дробилки, а на рис. 3.25 — двухроторной (дробилка «Титан» фирмы «Бюлер-Миаг»),
В дробилках обоих типов загружаемый материал вначале подвергается первичному дроблению ударными молотками и проходит через загрузочную решетку, называемую также решеткой первой стадии; затем на стержнях нижней колосниковой решетки материал подвергается вторичному дроблению. Наличие двух решеток позволяет считать эти дробилки двухступенчатыми. Расстояние между стержнями решетки определяет крупность измельченного материала; крупность зерен равна примерно половине расстояния между стержнями решетки. Обычно зазор между стержнями нижней решетки равен 25—30 мм. При повышенной влажности загружаемого материала зазор между стержнями увеличивается до 60 мм. В зависимости от назначения материала зазор между стержнями решетки может достигать 200 мм. При влажном и клейком материале для решет
68
ки применяются стержни треугольного сечения, в остальных случаях — трапецеидального.
В новых моделях молотковых дробилок не устанавливают первичных решеток, так как они часто засоряются.
Ударное воздействие молотков на дробимый материал неравномерно; неравномерность нагрузок на дробилку и двигатель
Рис. 3.24. Однороторная молотковая дробилка
Рис. 3.25. Двухроторная молотковая дробилка
привода выравнивают с помощью массивных маховиков. Обычно в двухроторных дробилках каждый ротор приводится в действие собственным двигателем.
Масса сменных ударных молотков в зависимости от величины дробилки составляет от 70 до 200 кг. Сталь, из которой изготовлены молотки, имеет следующий химический состав, %: С= 1,0—1,4, Si = 0,4—1,0, Мп =12,0—14,0, Р = 0,06.
В зависимости от твердости дробимого материала удельный износ ударных молотков составляет от 1,5 до 3,0 г на 1 т дробимого материала. Хромованадиевая сталь имеет износ, равный 3 г/т, а хромокремневанадиевая сталь — 2 г/т [47].
69
Окружная скорость молотков составляет 25—50 м/с. В зависимости от размеров дробилки частота вращения роторов в однороторной и двухроторной дробилках составляет 250— 400 об/мин.
Расход энергии в однороторных дробилках равен от 1 до 2 кВт-ч на 1 т дробимого материала; в двухроторных дробилках он составляет от 1,3 до 1,8 кВт-ч/т.
На рис. 3.26 показаны шесть различных конструкций молотков, применяемых в молотковых дробилках [47а].
Для расчета производительности молотковых дробилок, •предназначенных для дробления известняка, разработана следующая эмпирическая формула:
Q =(30^ 45) DL,
тце. Q — производительность молотковой дробилки, м3/ч; D — диаметр окружности, по которой вращаются молотки; м; L — плечо удара, м.
Пример 3.12. Определить производительность молотковой дробилки яри D= 1,7 м, А= 1,3 м.
Решение: <2 = 40-1,7-1,3 = 88 м3/ч.
Если принять, что объемная масса дробленого известняка составляет 1,6 т/м3, то получим производительность <2 = 88-1,6=140 т/ч.
Для определения потребляемой мощности применяется следующая формула:
ДГ = (0,1--0,15) ZQ,
где N — мощность приводного двигателя, кВт; i — степень измельчения; Q — производительность дробилки, т/ч.
Имеется более точная формула для определения потребляемой мощности дробилки:
GR2 ns ef N =------1.
8- ЮООООт)
где N— мощность приводного двигателя, л.с.; G — масса молотка, кг; R— диаметр окружности, по которой вращаются молотки, м; п — частота вращения ротора, об/мии; е — число молотков; f — коэффициент, зависящий от окружной скорости молотков; значения f принимаются по табл. 3. 10. 1; 1) — коэффициент передачи усилий, учитывающий потери в приводе.
Таблица 3.10.1. Значения коэффициента f
Окружная скорость, м/с	Коэффициент f	Окружная скорость» м/с	Коэффициент f
17	0,0220	26	0,0080
20	0,0160	30	0,0030
23	0,0100	40	0,0015
Пример 3.13. Определить потребляемую мощность двухроторной молотковой дробилки при следующих исходных данных; число молотков 2X16, масса молотка 30 кг, частота вращения ротора 250 об/мин, диаметр ротора 1,0 м, коэффициент потерь 0,85.
70
Решение: для определения коэффициента f найдем окружную скорость
2nRn	6,28.1,0-250
v —-------72—	 72-------—	26	м/с.
60	60
Из табл. 3.10.1 при ц=26 м/с находим f=0,008. Мощность, потребляемая обоими двигателями, составляет
30-12-2503-32-0,008	. •
N= 8-100000-0,85	= 176 л- с-
Рис. 3.26. Конструкция молотков молотковых дробилок
Рис. 3.27. Дробильная установка с двухроторной молотковой дробилкой
Таким образом, по расчету требуются два двигателя мощностью 83 л. с. (65 кВт) каждый; из имеющихся в наличии двигателей выбирают те, мощность которых превышает расчетную.
На рис. 3.27—3.30 представлены дробильные установки фирмы «Бюлер-Миаг», Брауншвейг (ФРГ), в которых использованы молотковые дробилки. На рис. 3.27 показана стандартная дробильная установка, оборудованная двухроторной молотковой дробилкой, а на рис. 3.28 — двухступенчатая дробильная установка для первичного и вторичного дробления, оборудованная двухроторной молотковой дробилкой большой производительности. На рис. 3.29 даны поперечное сечение и принцип действия двухроторной молотковой дробилки стандартной конструкции.
В табл. 3.10.2 приведены некоторые технические характеристики двухроторных молотковых дробилок типа «Титан» фирмы «Бюлер-Миаг», имеющих производительность от 220 до 2000 т/ч.
71
Таблица 3.10.2. Техническая характеристика двухроторных ________молотковых дробилок фирмы «Бюлер-Миаг»
Размеры приемного отверстия, мм	Максимальный размер кусков загружаемого материала, мм	Производительность при дроблении известняка средней твердости до крупности 0—25 мм, т/ч	Потребляемая мощность при дроблении известняка средней твердости, кВт
1435X1700	1400	220	2X170
1675X1700	1600	260	2X200
1350X2000	1300	400	2X300
1570X2200	1500	480	2X360
1730 X 2000	1700	530	2X400
2010X2200	2000	640	2X480
2050 X 2800	2000	880	2X660
2350X2800	2300	1000	2X750
2650X2800	2600	1200	2X900
2230X3300	2200	1500	2X1200
3110X3300	3000	2000	2X1600
На рис. 3.30 показана комплексная дробильная установка с двухроторной ударной дробилкой «Титан» фирмы «Бюлер-Миаг».
Рис. 3.28. Двухступенчатая дробильная установка для первичного и вторичного дробления
Рис. 3.29. Разрез и технологическая схема двухроторпой молотковой дробилки 72
Уравнение кинетической энергии молотка, приведенное в начале данного раздела, является только одним из основных физических уравнений, объясняющих процесс дробления в дробилках ударно-отражательного действия. Динамические показатели молотка и соотношения нагрузок, передающихся на материал, зависят от многих факторов, что не позволяет точно рассчитать возникающие нагрузки. На основе упрощенных физических
Рис. 3.30. Общий вид двухроторной молотковой дро-билки
представлений и соответствующих экспериментов были предложены уравнения, описывающие ряд динамических соотношений:
1)	уравнение для определения массы молотков;
2)	уравнение для определения эффективной мощности при дроблении;
3)	уравнение для определения мощности приводного двигателя.
Кроме того, в результате теоретических разработок и практических исследований было установлено, что износ молотков растет пропорционально квадрату окружной скорости. Поэтому кон-
73:
Таблица 3.10.3. Техническая характеристика двухроторных молотковых дробилок фирмы «Гумбольдт-Ведаг»
HDS	Диаметр роторах X ширина, мм	Максимальный размер кусков загружаемого материала, мм	Производитель* ность1 при 5=30 мм, т/ч	Мощность1 ДВН’ гателя, кВт
1600	1600X1600	1000	100—250	200—400
1800	1800X1800	1200	250—350	400—600
2000	2000X2000	1400	350—500	600—900
2200	2200 X2200	1400	500—650	900—1100
2400	2400X2400	1600	650—800	1100—1500
2600	2600 X 2600	1600	800—1100	1500—2000
• Производительность дробилки и мощность двигателя зависят от ширины зазора решетки s и свойств дробимого материала.
структоры стремятся к получению минимальной окружной скорости путем выбора соответствующей конструкции ударных элементов и ударно-отражательной камеры; одновременно стараются сохранить степень измельчения при дроблении материала.
На этой основе сконструированы молотковые дробилки системы «Гумбольдт-Ведаг» фирмы «Индустрианлаген», Кельн (ФРГ). В табл. 3.10.3 приведены некоторые характеристики этих молотковых дробилок.
На рис. 3.31 показано поперечное сечение двухроторной молотковой дробилки системы «Гумбольдт — Ведаг».
В зависимости от свойств материала установлена определенная область применения двухроторных молотковых дробилок,
74
применяемых для измельчения цементной сырьевой смеси, По> данным фирмы «Индустрианлаген», эта область ограничена следующими пределами:
прочность при сжатии сырьевого материала .................... 200	Н/мм2
(2000 кгс/см2)
твердость по Моосу......................................... <4,5
влажность...................................................макс.	25—30%
содержание глины.............................................. ДО	30%
При дроблении однороторными молотковыми дробилками влажность сырья не должна превышать 10%, а содержание глины—20%. Область применения молотковых дробилок обоих типов определяется также предельным износом. Ожидаемый удельный износ молотков не должен превышать 5 г/т.
3.11.	Дробилки ударно-отражательного действия
Ударно-отражательное дробление является динамическим' процессом. В дробилке ударно-отражательного действия осуществляются три стадии дробления. Первая стадия — основное дробление— начинается в тот момент, когда бильные элементы,, закрепленные на роторе, ударяют по дробимому материалу. Отражательные плиты, установленные в дробилке, предназначены* прежде всего для удержания материала в дробильной камере; материал, попавший на плиты, отбрасывается назад в дробильную камеру, где снова подвергается ударному воздействию молотков, пока измельченные частицы не провалятся в зазор между ротором и нижним краем отражательных плит. Вторая стадия дробления осуществляется при столкновении дробимого материала с отражательными плитами. Третья стадия дробления возникает при соударении частиц дробимого материала. При такой системе дробления ударное действие является основным компонентом. Дробление материала происходит по поверхности естественных трещин. Поэтому для ударно-отражательного дробления пригодны только хрупкие каменные материалы средней твердости; пластичные материалы следует дробить другим способом.
Дробилки ударно-отражательного действия состоят из одного’ или двух барабанов с ударными лопастями, имеющими окружную скорость от 24 до 45 м/с, что сообщает нужную скорость материалу, предназначенному для ударно-отражательного дробления. Поэтому энергия, расходуемая на дробление, зависит от окружной скорости барабана. Для получения максимальной производительности и заданной крупности продукта требуется определенная окружная скорость, зависящая от вида дробимой породы.
При низких окружных скоростях получаются очень крупные-куски и, наоборот, при высоких окружных скоростях — мелкие. Удельный расход энергии составляет 0,45—1,0 кВт/т. Суммарный износ стальных деталей равен 0,3—3,0 г/т; в эту сумму вклю
75-
чаются ударные штанги, отражательные плиты и била. Износ стальных деталей тесно связан с окружной скоростью ротора; он возрастает пропорционально квадрату окружной скорости [47].
В однороторной дробилке ударно-отражательного действия отражательные плиты устанавливают на определенном расстоянии вокруг ротора, как показано на рис. 3.32 (фирма «Хаце-маг»).
Рис. 3.33. Однороторная ударно-отражательная дробилка (показано расположение отражательных плит и штанг)
Рис. 3.32. Ударно-отражательная дробилка (показано расположение отражательных плит)
Другое расположение ротора и отражательных плит показано на рис. 3.33. Такая дробилка дополнительно оборудуется ударными штангами.
На рис. 3.34 показан процесс ударно-отражательного дробления в двухроторной дробилке. Эта дробилка имеет только ударные штанги, о которые разбивается дробимый материал; отражательные плиты здесь не устанавливаются. Ударные штанги не только служат решеткой, через которую проходят куски раздробленного материала, но и являются важным элементом системы ударно-отражательного дробления. Степень измельчения в .двухроторных дробилках ударно-отражательного действия зависит от заданного интервала на кривой гранулометрического состава и составляет от 40 до 50.
На рис. 3.35 показана двухроторная дробилка ударно-отражательного действия в корпусе (на рис. 3.33—3.35 показаны дробилки фирмы «Айова Мэньюфэкчеринг», США).
На ударные штанги надеты трубы из марганцовистой стали, которые при износе можно быстро заменить.
Дробилки ударно-отражательного действия не следует применять для дробления твердых и вязких пород. Переработка та
76
ких пород в обычных дробилках ударно-отражательного действия связана с высокими эксплуатационными расходами и неэкономична. Для дробления таких материалов фирмой «Гум-больдт-Ведаг» разработана дробилка типа «Хардопакт» (см. рис. 3.38). Кроме того, для этой цели пригодны и экономичны обычные типы установок для дробления твердых материалов: щековые, конусные и молотковые дробилки.
Рис. 3.34. Двухроторная ударно-отражательная дробилка (показано расположение дробящих штанг)
Рис. 3.35. Двухроторная дробилка ударно-отражательного действия в корпусе (схема действия)
В табл. 3.11.1 приведены технические характеристики американских однороторных дробилок ударно-отражательного действия (фирма «Кеннеди Вэн Сон», США).
Таблица 3.11.1. Однороторные дробилки ударно-отражательного действия (США)
Показатель	36—48—1R	48—50—1R	50—56—1R	60—72—1R
Размеры загрузочного отверстия, см	91X122	122X127	127X142	152X183
Диаметр ротора, см	94	94	102	132
Масса ротора, кг	3587	5000	6965	10080
Частота вращения ротора, об/мии	550—900	550—900	480—780	300—575
Мощность приводного двигателя, кВт	75—112	112—150	150—225	225—300
Производительность, кор. т/ч (0,907 т/ч)	250	400	600	1000
Максимальный размер кусков дробимого материала, мм	50	75	100	100—125
Для практического определения мощности двигателя N (кВт), приводящего в действие дробилки ударно-отражательно-
77
Таблица 3.11.2. Техническая характеристика
Тип PEG	100/70	100/105	125/105	125/140	
Размеры загрузочного	740X640	1090X640	1090 X 800	1440X800	
отверстия, мм Максимальный размер	500	600	750	800	
кусков	загружаемого материала, мм Производительность,	30	30—50	50—80	80—110	
м3/ч Мощность	двигателя,	37	37—60	60—90	90—132	
кВт Масса, кг	7200	9800	13600	16400	
Рис. 3.36. Дробилка ударно-отражательного действия для грубого дробления (тип PEG, фирма «Гумбольдт-Ведаг»)
1 — корпус; 2 — ротор; 3 — било; 4— качающиеся отражательные плиты;5 — бронеплиты Корпуса
го действия, фирмой «Индустрианлаген» предложено следующее уравнение:
о
М = 0,0102 — и2-3,6, g
где q — производительность при однократном проходе, кг/с; g— ускорение свободного падения, м/с2; и — окружная скорость ротора, м/с; 3,6 — константа.
78
дробилок типа PEG, ФРГ
	160/140	160/210	200/220	250/220	250/330
	1440X1020	2140X1020	2250X1570	2250X1800	3350X1800
	900	1000	1200	1500	1600
	110—170	170—270	270—460	460—760	760—1000
	132—200	200—330	330—550	550-900	900—1200
	28800	37600	72000	112600	144000
Рис. 3.37. Дробилка ударно-отражательного дей- ... ствия (тип PEF, фирма «Гумбольдт-Ведаг»)
У—корпус; 2 — ротор; 3 — сменные бнла; 4 — отражательный щит; 5 — отражательные плиты; 6 — качающаяся входная плита (для крупного и мелкого загружаемых материалов); 7 — бронеплиты корпуса
Фирма «Гумбольдт-Ведаг» выпускает дробилки ударно-отражательного действия трех типов: PEG — для грубого дробления, PEF — для тонкого дробления и «Хардопакт» — для дробления твердых пород.
На рис. 3.36—3.38 показаны поперечные сечения дробилок названных трех типов.
Дробилки типа PEG для грубого дробления. Основным назначением этих дробилок ударно-отражательного действия яв
79
ляется первичное дробление сырья, например известняка, мела, гипса, угля и т. п., для получения зерен крупностью от 0 до 150 мм при производительности до 1500 т/ч; максимальный допустимый линейный размер зерен загружаемого материала равен 1600 мм. В табл. 3.11.2 приведены технические характеристи-
Рис. 3.38. Ударно-отражательная дробилка «Хардопакт» для дробления твердых пород (фирма «Гумбольдт-Ве-даг»)
ки дробилок типа PEG. Следует отметить, что производительность дробилки и необходимая мощность приводного двигателя зависят от дробимого материала и заданной крупности зерен после дробления.
Дробилки ударно-отражательного действия могут применяться для дробления материалов, характеристики которых ограничены следующими пределами:
Таблица 3.11.3. Техническая характеристика
Тип PEF	80/70	100/70	100/105	125/105	
Размеры загрузочного отверстия, мм Максимальный размер кусков загружаемого материала, мм Производительность, м3/ч Мощность	двигателя, кВт Масса, кг	740 X (200— 300) 100 200 10—20 15-22 5900	740 х (200— 350) 125 250 15—30 30—45 7100	1090 X (200— 350) 150 300 25—45 45—75 8600	1090 х (250— 450) 175 350 45—70 70—90 12100	
80
прочность при сжатии сырья . . ......................
твердость по Моосу.................................
влажность..........................................
содержание кварца..................................
содержание глины...................................
удельный износ.....................................
<250 Н/мм2 (2500 кгс/см2) <4,5 макс. 20%
<10% 0% макс. 10 г/т
Дробилки типа PEF для тонкого дробления. Основным назначением этих дробилок ударно-отражательного действия является тонкое дробление цементных сырьевых смесей и угля для получения зерен крупностью от 0 до 45 мм при производительности до 1400 т/ч; максимальный допустимый линейный размер зерен загружаемого материала равен 750 мм. В табл. 3.11.3 приведены технические характеристики дробилок типа PEF. Здесь так же, как для дробилок типа PEG, производительность дробилки и необходимая мощность приводного двигателя зависят от заданной крупности зерен после дробления.
.Дробилки ударно-отражательного действия типа PEF следует применять для тонкого дробления пород со следующими характеристиками:
прочность при сжатии сырья...............................  <250	Н/мм2
(2500 кгс/см2)
твердость по Моосу.......................................... <4,5
влажность................................................ макс.	10%
содержание кварца	. ..................................... <10%
содержание глины.............................................. 0%
удельный износ........................................... макс.	10 г/т
Дробилка типа «Хардопакт» для дробления твердых пород. Фирма «Индустрианлаген» в 1965 г. разработала специальную конструкцию дробилок для переработки твердых и вязких пород. В цементной промышленности такие дробилки применяются в тех случаях, когда требуется измельчить железную руду и кварцит для использования в качестве корректирующих компонентов; они также эффективны при дроблении шлаков.
дробилок типа PEF, ФРГ
	125/140	160/140	160/210	200/220	250/220	250/330
	1440 X (250— 450) 200 400	1440х(350— 550) 250 450	2140 X (350— 550) 300 500	2 250 X (400— 600) 350 550	2250х(550— 800) 450 700	33 60 X (550— 800) 500 750
	70—95	95—150	150—230	230—400	400—600	600—900
	90—132	132—200	200—300	300—500	500—800	800—1000
	14800	22800	28300	55800	81500	110000
6—394
81
Таблица 3.11.4. Техническая характеристика дробилок типа «Хардопакт»
Тип «Хардопакт»	100/70	100/105	125/105	125/140	160/140	160/210
Диаметр ротора, мм	1000	1000	1250	1250	1600	1600
Размеры загрузочного отверстия, мм Максимальный размер кусков загружаемого материала, мм	730X400	1080X400	1080X400	1430X400	1430X500	2130X500
	300	350	350	350	400	400
Производительность, т/ч Мощность двигателя, кВт	30—50	50—80	70—120	95-145	120—190	160—240
	30—55	55—90	110—160	130-180	130—180	160—220
Масса, кг	8000	10000	13 500	16 000	23 000	27 500
Основной областью применения дробилок типа «Хардопакт» является дробление пород с высокой твердостью по Моосу, прочностью при сжатии более 250 Н/мм2 (2500 кгс/см2) и высоким содержанием SiO2. Выпускается 6 типов таких дробилок. При крупности загружаемого материала 400 мм и продукта от 0 до 35 мм производительность дробилок составляет от 50 до 240 т/ч.
К особым свойствам этих дробилок производители относят низкий износ и незначительные затраты энергии, что обеспечивается прежде всего за счет малой окружной скорости ротора, равной 22—30 м/с. В табл. 3.11.4 приведены технические характеристики дробилок типа «Хардопакт» [47, 47к, 471, 47m, 47п].
Дробилки ударно-отражательного действия типа «Хардопакт» следует применять при следующих характеристиках пород:
прочность при сжатии сырья.........................
твердость по Моосу.................................
влажность..........................................
содержание кварца..................................
содержание глины...................................
удельный износ ....................................
<500 Н/мм? (5000 кгс/см2) 4,5-8
макс.' 15% 10-100% 0% макс. 150 г/т
3.12.	Комбинированные дробилки ударноотражательного действия
Комбинированные дробилки ударно-отражательного действия фирмы «Хацемаг» (Вестфалия, ФРГ) получили свое название из-за соединения в общем корпусе дробилок двух типов. В корпусе установлены два параллельных ротора. Первичный и вторичный роторы оборудованы билами.
82
Как видно из рис. 3.39, вторичный ротор находится в глубине корпуса за первичным. Производительность таких дробилок в значительной степени зависит от угла наклона роторов к горизонтальной плоскости; степень измельчения достигает 60— 70.
Куски породы крупностью около 1500 мм за один проход через дробилку измельчаются в зерна, 95% которых имеет крупность менее 25 мм. Первичный ротор служит для грубого дроб-
Рис. 3.39. Комбинированная ударно-отражательная дробилка с первичным и вторичным роторами
ления, а вторичный измельчает материал до заданной крупности зерен. Окружная скорость ротора составляет от 25 до 35 м/с в зависимости от свойств дробимой породы.
3.13.	Ударно-отражательные молотковые дробилки
Комбинированные ударно-отражательные молотковые дробилки типа EV выпускает фирма «Смидт» (Копенгаген, Дания). В молотковых дробилках типа EV установлены регулируемые щеки и могут регулироваться размеры выпускного отверстия. Известняк, доставленный из карьера, за один рабочий цикл измельчается до частиц крупностью менее 25 мм (95%)- На рис. 3.40 показано поперечное сечение молотковой дробилки типа EV.
Молотковая дробилка типа EV пригодна для дробления кусков породы объемом до 1—2 м3 с поперечником до 2 м. Для снижения ударных воздействий на роторы установлены два приемных вращающихся валка, воспринимающих удары крупных глыб. В зазор между валками проваливаются мелкие куски загружаемого материала. Молотки, подвешенные на сквозных бол-
6*
83
Рис. 3.40. Ударно-отражательная молотковая дробилка фирмы «Смидт»
I — питатель; 2 — цепная завеса; 3 — приемные валки; 4 — ротор с молотками; 5 — регулируемые дробящие щеки
Рис. 3.41. Зерновой состав продуктов дробления (слева) и производительность (справа) дробилки типа EV фирмы «Смидт»
Слева заштрихована область зернового состава продуктов дробления. Стрелкой ука-зано направление изменения зернового состава при увеличении ширины зазоров между колосниками.
Справа заштрихованы области производительности дробилок разных размеров в зависимости от требуемой дисперсности продуктов дробления
84
тах, вращаются с окружной скоростью 38—40 м/с; масса одного молотка составляет от 90 до 250 кг.
Регулировка наклона дробящих щек, положения выпускной решетки и расстояния между ее стержнями позволяет получить различную степень измельчения материала. Регулировка колосников выпускной решетки приводит к изменению производительности дробилки, что в графической форме представлено на рис. 3.41.
По данным изготовителей, удельный расход энергии при дроблении до крупности менее 25 мм (95%) составляет от 0,9 до 1,1 кВт-ч/т [87с].
3.14.	Первичное дробление в карьере
В настоящее время в карьерах за один взрыв можно добыть около 500 000 т цементного сырья. Чтобы подвезти такое количество породы к дробильным установкам, цементным заводам требуется большой парк автомобилей с соответствующим обслуживающим персоналом (техническое обслуживание, ремонт и т. д.), а также транспортные магистрали.
Поэтому в последнее время передвижные дробильные агрегаты устанавливают непосредственно у забоя в карьере, что позволяет практически исключить транспортировку необработанной породы. В комплекс передвижных дробилок часто включают экскаваторы, ковшовые погрузчики или другие аналогичные механизмы.
После первичного дробления материал с помощью поворотного консольного транспортера подается на стационарную транспортерную систему значительной протяженности (до нескольких км), перемещающую породу на цементный завод для дальнейшей обработки.
Для обслуживания передвижной дробилки нужен всего один человек, контролирующий с пульта управления все рабочие операции— от загрузки до выпуска дробленого продукта. Другой рабочий должен управлять погрузочным механизмом. Таким образом, для обслуживания комплексной передвижной дробильной установки требуется двое рабочих в смену.
Органы управления передвижной дробилкой и всеми транспортерными системами, подающими материал к цементному заводу, сосредоточены на пульте управления передвижной дробилки.
В зависимости от состояния грунта в карьере и требуемой подвижности дробилка оборудуется шагающим механизмом, гусеницами или колесным шасси с резиновыми шинами.
Дробильная установка для первичного дробления (фирма «Бюлер-Миаг», Брауншвейг), показанная на рис. 3.42, оборудована шаговым механизмом с гидравлическим приводом. Во время эксплуатации установка покоится на трех понтоновидных опорах. Движение установки вперед осуществляется путем про-
85
странственного перемещения шаговой плиты под действием горизонтального шагового и вертикального подъемного цилиндров. Скорость движения установки вперед и назад составляет около 1,2 м/мин. Шагающий механизм позволяет установке пе-
Рис. 3.42. Передвижная дробильная установка для первичного дробления (фирма «Бюлер-Миаг», Брауншвейг, ФРГ)
Рис. 3.43. Пульт управления передвижной дробильной установки
Рис. 3.44. Тканевый фильтр системы пылеулавливания передвижной дробильной установки
ремещаться по кривой и делать повороты, что обеспечивает высокую маневренность всей системы.
Процесс перемещения управляется специальной программой, заложенной на пульте управления. Здесь также установлены все необходимые индикаторные и контрольные приборы (рис. 3.43).
86
На шагающей установке смонтирована двухроторная молотковая дробилка «Титан» фирмы «Бюлер-Миаг», описанная в разд. 3.10.
Электроэнергия подается по гибкому кабелю; снижение напряжения для низковольтных двигателей осуществляется с помощью трансформаторов, установленных на передвижной дробилке. В качестве приводных двигателей дробилки используются высоковольтные двигатели. Общая мощность электрооборудования шагающей дробилки составляет 2200 кВт; оба двигателя дробилки потребляют 1600 кВт.
Два тканевых фильтра, установленных слева и справа от установки, обеспечивают необходимое пылеулавливание (рис. 3.44).
Описанные передвижные дробильные установки для первичного дробления позволяют переработать в 1 ч 1000 т известняка из крупных глыб массой более 4000 кг в зерна крупностью 0— 40 мм [47к].
4.	Сушка сырьевых материалов
При сухом способе производства высокая влажность сырьевых материалов приводит к необходимости сушить их перед помолом. Влажность известняка достигает 8%, мергеля—5%, суглинка и глины—20%, доменного шлака мокрой грануляции — 35%. Перед помолом угля в большинстве случаев также требуется сушка.
Наряду с сушкой в процессе помола в цементной промышленности производят также сушку сырья в сушильных барабанах, вихревых сушилках (с лопастями), агрегатах, совмещающих сушку и вторичное дробление сырья (ударно-отражательных дробилках с сушильной установкой), тандемах «сушилка-мельница» (комбинациях молотковой дробилки с шаровой мельницей), воздушных сепараторах и гравитационных помольных установках (мельницах типа «Аэрофол»).
Практический опыт показывает, что расход энергии становится минимальным в тех случаях, когда дробление материала предшествует сушке и помолу [47 с—Ь].
Влажность клинкера оказывает отрицательное влияние на удельную производительность мельницы, что иллюстрируется данными, приведенными в разд. 10.5.
Сушильный барабан представляет собой сварной цилиндр из листовой стали толщиной от 10 до 20 мм в зависимости от размеров барабана. Длина сушильных барабанов достигает 50 м, а диаметр — 5 м. Сушильный барабан, обычно имеющий два бандажа, устанавливают на двух парах роликов; барабан может вращаться в разные стороны. Наиболее благоприятное отношение
87
L/D (длины к диаметру) для сушильных барабанов находится между 8 и 10.
Обычно сушильные барабаны устанавливают с уклоном от 3 до 6°; если же они имеют большой диаметр, то их устанавливают с меньшим уклоном. Частота вращения барабана составляет от 2 до 5 об/мин при окружной скорости около 0,30 м/с. Материал проходит через сушильный барабан примерно за 20—40 мин Выпускают сушильные барабаны различных конструкций.
4.1.	Противоточные сушильные барабаны
В противоточном сушильном барабане просушиваемый материал и горячие газы движутся навстречу друг другу. Горячие газы поступают в барабан в том месте, где выходит высушенный материал. Поскольку при таком способе сушки сухой материал встречается с очень горячими газами, необходимо учитывать сильный перегрев материала, что, например, при сушке известняка может привести к нежелательной частичной диссоциации карбоната кальция. Разность температур горячих газов и просушиваемого материала в противоточных сушилках в целом ниже, чем при прямоточном способе, поэтому производительность сушки в противоточных сушильных барабанах ниже, чем в прямоточных.
4.2.	Прямоточные сушильные барабаны
В прямоточном сушильном барабане просушиваемый материал и горячие газы движутся в одном направлении. Горячие газы встречаются непосредственно со «свежим» влажным материалом. Благодаря большому перепаду температур и высокой влажности основное количество влаги выделяется уже в передней части сушильного барабана. В остальной части сушильного барабана испарение влаги относительно невелико. При необходимости увеличения интенсивности сушки в прямоточной сушилке можно повысить температуру горячих газов без неблагоприятных последствий для просушиваемого материала. Кроме того, можно регулировать конечную влажность материала.
4.3.	Выбор сушильного барабана
При выборе типа сушильного барабана следует прежде всего учитывать физические свойства просушиваемого материала — гранулометрический состав, склонность к изменению структуры в процессе сушки, поведение в потоке горячих газов, необходимое время сушки и т. д.
Пластичные сырьевые материалы, например глина и суглинок, высушиваются в основном в прямоточных сушилках, где непосредственное воздействие горячих газов на влажный материал предотвращает размазывание и налипание материала у входа в сушилку.
88
При сушке пластичных материалов в противоточных сушилках заметно снижается скорость подачи материала в сушильный барабан, и поэтому падает производительность сушки.
Применение прямоточных сушилок для сушки угля в значительной мере снижает опасность его воспламенения в сушильном барабане. При сушке угля в противоточных сушилках уголь встречается с очень горячими газами, что может привести к его воспламенению. Однако в прямоточных сушилках выделяется больше пыли, чем в противоточных.
Сушильные барабаны располагают позади современных печей с предварительным подогревом сырья; при этом отходящие газы сушильного барабана очищаются в обеспыливающих устройствах вращающихся печей.
4.4.	Виды влаги, содержащейся в сырьевых материалах
Влага, содержащаяся в цементных сырьевых материалах, может быть следующих видов:
1)	свободная вода, находящаяся на поверхности зерен материала;
2)	капиллярная влага, т. е. влага, заполняющая структурные пустоты материала;
3)	адсорбционная влага, т. е. вода, поглощенная поверхностью материала.
Химически связанная вода, находящаяся в глинистых минералах, например в каолините, не учитывается при определении влажности материала. Ее удаление приводит к изменению структуры рассматриваемых минералов.
В зависимости от вида влаги сушка материала требует различного времени и удельного расхода тепла; параметры процесса сушки устанавливают в каждом случае путем испытаний.
4.5.	Теплообмен
В сушильных барабанах с прямым подогревом преобладает теплообмен путем конвекции, т. е. передачи тепла при непосредственном контакте частиц материала с горячими газами. Теплопроводность и излучение играют в этом случае незначительную роль и практически могут не учитываться. Для максимального использования конвекционной теплопередачи на внутренней поверхности сушильного барабана устраивают пересыпные и ячейковые системы, что заставляет материал двигаться в каскадном режиме и обеспечивает более длительный и полный контакт с газовым потоком.
На теплообмен в сушильном барабане влияют следующие факторы;
а)	частота вращения барабана;	• •	.
б)	температура подаваемых газов;
в)	скорость движения газа в барабане; '
89
г)	тип, размеры и поверхность внутренних теплообменных устройств.
Чем выше частота вращения барабана, тем интенсивнее теплопередача от газа к просушиваемому материалу. Температура подаваемых газов должна быть как можно выше. Значительная разность температур между газом и материалом обеспечивает хорошую теплопередачу.
На рис. 4.1 показана температура газа и материала в сушильном барабане при прямоточном и противоточном способах
Рис. 4.1. Температура газа и материала в прямоточных (а) и противоточных (б) сушилках
/ — температура газов; 2 — температура материала
сушки. Из рисунка видно, что большая разность температур в прямоточной сушилке обусловливает больший коэффициент полезного действия, чем в противоточной. Обычно сушку проводят до достижения 1°/о остаточной влажности, поскольку полное удаление влаги из материала требует непропорционально большого расхода тепла.
Скорость движения газов в барабане должна обеспечивать максимальный теплообмен. Для предотвращения чрезмерного выноса пыли скорость движения газа на выходе из сушильного барабана ограничивают 2—3 м/с.
4.6.	Температура газов
При огневом обогреве температура газов, поступающих в сушильный барабан, составляет максимум 650° С.
В прямоточных сушилках в особых случаях температура поступающих газов может быть повышена до 750—975° С.
Нагрев сырья при сушке не должен вызывать никаких химических изменений его состава. При температуре около 800° С известняк диссоциирует по уравнению СаСОз-^-СаО+ССД Поэтому нельзя допускать возникновения такой температуры при сушке известняка. Каолинит глины теряет химически связанную воду частично уже при температуре 400—450° С по уравнению Al2O3-2SiO2-2Н2О->А12Оз-2SiC>2 • 0,5НгО. Это должно учитываться при расчете массового соотношения компонентов сырья.
90
Гранулированный доменный шлак при 700° С расстекловыва-<ется и поэтому теряет свои гидравлические свойства. Это следует учитывать при сушке доменных шлаков.
Температуру сушильных газов регулируют путем разбавления холодным внешним воздухом. Этот процесс протекает в специальной смесительной камере, расположенной между топочной камерой и сушильным барабаном. Избыток воздуха составляет •от 2 до 3,5.
Температура газов на выходе из сушильного барабана должна составлять 120—125° С, чтобы предотвратить возможную конденсацию водяных паров, содержащихся в газе.
При более низкой температуре отходящих газов естественной тяги дымовой трубы не хватает для преодоления гидравлического сопротивления сушильной установки. Поэтому почти все сушильные установки оборудуют вытяжными вентиляторами.
4.7.	Потери напора
Потери напора или тяги в сушильных барабанах зависят от длины и диаметра цилиндра, типа внутрибарабанных устройств, степени заполнения материалом, частоты вращения и т. д. Потери напора в барабане составляют от 35 до 75 мм, а в топке с колосниковой решеткой — от 45 до 60 мм.
В сушильных установках возникают следующие потери тяги, мм:
в топке (воздухоподогревателе) ................................. около	25
в сушильном барабане.............................................. 50
в циклонном пылеотделителе........................................ 75
на стыках трубопроводов..........................................  15
Всего	165
4.8.	Внутрибарабанные устройства
Имеется два принципиально отличающихся типа внутрибарабанных устройств — пересыпные и ячейковые. Пересыпные устройства показаны на рис. 4.2.
Эти внутрибарабанные устройства обеспечивают заполнение свободно падающим просушиваемым материалом почти всего поперечного сечения сушильного барабана, что приводит к полному многократному контакту материала с сушильными газами.
Пересыпные устройства применяются при сушке пластичных материалов, так как снижают их склонность к слипанию. Иногда пересыпные устройства вызывают повышенное пылевыделе-ние.
На рис. 4.2 показано движение материала в сушильных барабанах с прямыми и изогнутыми под углом 45 и 90° пересыпными устройствами. Прямые пересыпатели устанавливают на
91
входе материала в сушилку и применяют для липкого и очень влажного материала, а изогнутые под углом 45 и 90°—для сыпучего и маловлажного материала.
Рис. 4.2. Подъемные устройства в сушильных барабанах а — прямые; б — изогнутые под углом 45°; в — изогнутые под углом 90°
Рис. 4.3. Ячейковые устройства в сушильных барабанах
Ячейковые внутрибарабанные устройства, представленные на рис. 4.3, разделяют поперечное сечение сушильного барабана на ряд ячеек, что приводит к ограничению свободного рассыпания просушиваемого материала и полному контакту с горячими газами при вращении барабана. При ячейковых устройствах выделяется меньшее количество пыли.
Обычно на расстоянии 1—2 м от входа барабан оборудуют спиральными устройствами, обеспечивающими подачу материала от загрузочной течки или другого питателя и исключающими неплотности между поддерживающим кольцом и концевым уплотнением.
4.9.	Степень заполнения сушильного барабана
Обычно степень заполнения материалом сушильных барабанов с пересыпными устройствами составляет 12—15%; У барабанов с ячейковыми устройствами степень заполнения выше — от 25 до 30%. Более высокая степень заполнения материалом обеспечивает в сушилках одинаковых размеров повышение производительности на 30—50%.
4.10.	Удельный расход тепла
В табл. 4.10.1 приведены удельные расходы тепла для сушки цементных сырьевых материалов при температуре отходящих газов 100° С. Приведенные данные могут использоваться для расчета сушильных барабанов [47b].
92
Таблица 4.10.1. Удельный расход тепла в сушильных барабанах
Содержание влаги, %	5	10	20	30
Количество влаги на 1000 кг сухого	53	111	250	429
Влажность, °/о вещества — 1ООО '	' "	> 100%-ная влажность кг Затраты тепла на 1 кг испарившей-	1480	1200	1060	1000
ся влаги, ккал к. п. д., %	40,0	49,6	56,5	59
Расход энергии при эксплуатации сушильных барабанов составляет около 1,5—2 кВт-ч на 1 т просушиваемого материала без учета привода вентиляторов.
4.11.	Тепловой баланс сушильного барабана
Тепло, поступающее в сушильный барабан, распределяется следующим образом, %:
расход тепла	на испарение	влаги (полезная	работа) .............. 50
расход тепла	на нагревание	водяных паров до выходных температур .	5
потери тепла	с отходящими	газами.................................12
расход тепла	на нагревание	просушиваемого	материала..............15
потери тепла на излучение в сушильном барабане, топке и т. д. . . . 18
Всего	100
Таким образом, к. п. д. сушилки составляет 50%, т. е. только 50% тепла, поступающего в сушильный барабан, превращается в полезную работу; остальное составляют потери. Такое соотношение имеет место при влажности материала, равной 10%. При более высокой влажности к. п. д. сушилки может возрасти до 55%,
4.12.	Удельный паросъем
Работа сушильного барабана характеризуется удельным па-росъемом, который определяется количеством влаги, удаляемой из материала в 1 ч в 1 м3 объема цилиндра. Эту величину также называют интенсивностью испарения; она зависит от физических свойств материала, гранулометрического состава, вида влаги, начальной и конечной влажности, температуры газов, а также от конструктивных особенностей сушилки.
Паросъем в сушильных барабанах без внутрибарабанных устройств составляет 10—15 кг/(м3-ч), при установленных пересы-пателях—25—30 кг/(м3-ч), а при ячейковых устройствах—40— 50 кг/(м3-ч).
4.13.	Производительность сушильных барабанов
В табл. 4.13.1 приведена производительность сушильных барабанов с ячейковыми устройствами при сушке известняка, мергеля и глины с влажностью 10 и 20%.
93-
Таблица 4.13.1. Производительность сушильных барабанов
Размеры сушильного барабана |	Влажность материала 10%	|	Влажность материала 20%
На рис. 4.4 показана сушильная установка, включающая сушильный барабан для сушки очень влажного сырья и печной агрегат с двухветвевым теплообменником системы «Гумбольдт»; клинкер охлаждается на колосниковой решетке при полном использовании тепла, отходящего от обоих агрегатов.
Рис. 4.4. Сушильный барабан
для сушки сырья в сочетании с двухбашенным теплообменником фирмы «Гумбольдт» и колосниковым холодильником для клинкера. Достигается полное использование тепла, отходящего от обоих агрегатов, при сушке сырья очень высокой влажности
4.14.	Топливо
В качестве топлива при сушке цементных сырьевых материалов могут использоваться уголь и жидкое и газообразное топливо. Сушильные барабаны могут также нагреваться отходящими газами вращающихся печей или горячим воздухом из колосникового холодильника для клинкера. При совместной работе вращающейся печи, клинкерного холодильника и сушильного барабана снижаются затраты на топливо, но усложняется эксплуатация установки. С другой стороны, часто высказывается мнение, что при современном уровне планирования и техники управления совместная эксплуатация нескольких агрегатов безопасна и проста. Современное положение в энергетике требует параллельной работы нескольких энергосистем. При такой эксплуатации удается экономить средства по крайней мере на одну пылеулавливающую установку.
Для сжигания угля применяют топки с горизонтальными колосниковыми решетками, автоматические колосниковые топки и пылеугольные топки.
Применяется и газовое топливо, но преимущественно для воздухоподогревателей.
95
4.15. Перемещение материалов в сушильном барабане
Продолжительность прохождения частиц материала через цилиндрический барабан определяется по формуле «Бюро оф Майнз», США [48]:
_ 1,77/1^6 г pdn
где t — время прохождения материала, мин; I — длина сушилки, м; р — наклон сушилки, град; d — диаметр сушилки, м; п — частота вращения, об/мин; 0 — угол естественного откоса сухого материала, град (этот угол для известняка и глинистых компонентов составляет около 36°; таким образом, для практических расчетов можно принять Ф^0 = 1^36=6); F—коэффициент, учитывающий сужения цилиндра; пересыпные и ячейковые устройства удлиняют время прохождения материала через цилиндр вдвое, поэтому принимают F=2.
Пример 4.1. Дано: /=27,36 м, d=3,04 м, р = 3°, я=2 об/мин, 0=36°. Определить продолжительность прохождения материала.
Решение:
1,77-27,36-6 t =-------------2 = 32 мин.
3-3,04-2
4.16.	Совмещение сушки сырья с помолом
Характерной особенностью совмещения процесса сушки с помолом является одновременное протекание (обычно в помольном агрегате) двух различных процессов. Часто вспомогательное оборудование помольного цикла используется также и для организации сушки с целью повышения ее эффективности. Расход тепла при этом остается примерно таким же, как в сушильных барабанах.
Необходимо подчеркнуть, что сушка производится во время измельчения, что улучшает теплообмен. В противоположность этому при сушке в сушильных барабанах в кусках породы иногда остается капиллярная влага.
Количество тепла, подаваемое в мельницу, может быть снижено благодаря выделению дополнительного тепла при помоле (см. разд. 10.6).
Во многих странах при совмещении сушки сырья с помолом широко используют тепло отходящих газов вращающихся печей или клинкерных холодильников. Температура отходящих газов относительно невелика. При повышенной влажности требуется большее количество отходящих газов или применение высокотемпературных газов.
Использование отходящих газов требует применения мельниц с большими поперечными сечениями и увеличенным диаметром цапфовых подшипников, что особенно важно для гравитационных мельниц и мельниц «Доппельротатор» фирмы «Полизи-ус». В последних в помольной камере предусмотрена зона подсушки с подъемными планками («лифтерами»).
Поперечные сечения роликовых мельниц Лёше, Пфейфера и Раймонда, а также двойных роликовых мельниц «Полизиус» до
96
статочны для пропуска таких газов. Кроме того, включенные в цикл помола молотковые дробилки, ударно-отражательные мельницы и в большинстве случаев сепараторы также используют для сушки обрабатываемого материала.
При расчете количества отходящих газов из сушильно-помольной установки следует учитывать:
1)	количество водяного пара, образующегося из влаги материала;
2)	расход тепла на испарение; по практическим данным — 1250 ккал/кг воды;
3)	количество горячих газов, соответствующее требуемому расходу тепла.
Водяной пар из влаги сырья и горячие газы образуют суммарный объем газов, выделяющихся при сушке сырья, совмещенной с помолом. К этому следует добавить примерно 15% на подсос наружного воздуха.
Объем отходящих газов следует уменьшить при приведении к температуре газов, покидающих систему; эта температура обычно составляет около 90° С.
Ниже представлено несколько работающих в замкнутом цикле схем помольных установок с различным расположением потока горячих газов по отношению к просушиваемому материалу.
4.16.1.	Совмещение сушки с помолом в трубных мельницах. На рис. 4.5 показана установка для помола в замкнутом цикле с сушкой сырья в мельнице. Для повышения производительности сушки в мельнице предусмотрена камера предварительной сушки, расположенная перед помольной камерой. В камере предварительной сушки установлены подъемные планки, но нет мелющих тел. Камера предварительной сушки отделена от помольной камеры межкамерной перегородкой. Обе цапфы мельницы служат для подачи и выхода материала и сушильных газов. По данным фирмы «Гумбольдт-Ведаг», специально увеличенные цапфы или опорные подшипники трубных мельниц с сушильными камерами позволяют утилизировать большие количества газов. В сдвоенных сушильно-помольных установках (тандемах) создаются условия для пропуска любых количеств газа, так как размеры пневматической системы не зависят от размеров мельниц (рис. 4.5—4.8, 4.11 и 4.12; фирма «Гумбольдт-Ведаг», Кёльн, ФРГ).
На рис. 4.6 показана сушильно-помольная установка, где предварительная сушка осуществляется в специальном трубопроводе, в который подается сырье. Часть горячих газов поступает в трубопровод предварительной сушки, другая часть — в мельницу. Крупные частицы попадают непосредственно в питательную линию мельницы; мелкие частицы выносятся наверх струей горячих газов и одновременно просушиваются, оседают в циклоне и затем подаются в мельницу. В такой установке до-
7—394
97
стирается более высокая производительность, чем в установке, показанной на рис. 4.5.
Схема установки, показанной на рис. 4.7, аналогична представленной на рис. 4.6, но перед мельницей помещена ударно-
Рис. 4.5. Помольно-сушильная установка с камерой предварительной сушкн в мельнице
7 —загрузка; 2 — горячие газы; <?—вентилятор; 4 — готовый продукт
Рнс. 4.6. Помольно-сушильная установка с трубопроводом предварительной сушки
1 — загрузка; 2 — горячие газы; 3—вентилятор; 4 — готовый продукт
Рис. 4.7. Помольно-сушильная установка с предварительной сушкой в ударпо-отражателыюй мельнице
1 — загрузка; 2 — горячие газы; 3—вен-тилятор; 4— готовый продукт
Рис. 4.8. Помольно-сушильная установка с сушкой в молотковой дробилке, воздушном сепараторе и мельнице
1 — горячие газы; 2 — загрузка; 3—вентилятор; 4 — готовый продукт
отражательная дробилка. Эта установка предназначена для дробления крупных частиц ударными воздействиями с использованием полезного эффекта от совмещения сушки с дроблением, описанного в разд. 4.17. Такая установка обеспечивает эффективную сушку материала; однако повышение эффективности сушки должно быть сбалансировано стоимостью изношенных
98
стальных деталей ударно-отражательной дробилки и энергозатратами на дробление.
На рис. 4.8 показана сушильно-помольная установка, в которой предварительная сушка производится в ударно-отражательной дробилке, а основная сушка — в воздушном сепараторе. Частично сушка осуществляется также в ковшовом элеваторе. Использование ковшовых элеваторов в качестве вспомогательного оборудования для сушки сырья нашло широкое распрост-
Рис. 4.9. Помольно-сушильная установка с предварительной сушкой и первичным дроблением в ударно-отражательной мельнице (система SKET/ZAB, ГДР)
1 — трубная мельница; 2 — ударно-отражательная мельница-сушилка; 3 — сепаратор с выносным вентилятором; 4 — воздушно-проходной сепаратор; 5 — загружаемый материал; 6 — сушильные газы; 7 — трубопровод к обеспыливающей установке; 8 — готовый продукт
ранение на американских цементных заводах. Мельницу питают через воздушный сепаратор, откуда крупный материал поступает в мельницу. В мельнице предусмотрена промежуточная выгрузка материала. Если сушка производится только в воздушном сепараторе, то начальная влажность сырьевого материала должна быть не выше 6%. Обогрев дробилки и ковшового элеватора позволяет использовать сырье с начальной влажностью до 8 %.
На рис. 4.9 показана система помола с предварительной сушкой и дроблением фирмы SKET/ZAB, Дессау и Магдебург (ГДР).
Особенность этой системы состоит в том, что ударно-отражательная дробилка-сушилка, из которой в трубную мельницу подается большая часть загружаемого материала, связана с сепаратором и наружным вентилятором. Поэтому газ, отходящий от ударно-отражательной дробилки-сушилки и содержащий 500—800 г/м3 пыли, легко очистить, не оказывая влияния на процесс сепарации. В настоящее время сконструированы такие помольные установки производительностью до 320 т/ч сырьевой шихты при помоле до 12—15% остатка на сите с величиной отверстий 0,09 мм (4900 ячеек/см2). Трубные мельницы, применяющиеся в таких помольных установках, имеют сменную броне-футеровку и состоят из одной камеры с малой величиной отношения LID. В зависимости от влажности сырья в ударно-отражательной дробилке-сушилке расходуется 60—70% отходящих газов, подогревателя. При этом влажность сырья может быть снижена до 6%. Остальное количество газов при необходимости
7*
99
может быть пропущено через трубную мельницу и центробежный сепаратор с помощью вентилятора. Опыт эксплуатации такой помольной установки подробно описан в работе [48с].
4.16.2.	Сушка в воздушных сепараторах. Одним из распространенных в США способов сушки сырья в процессе помола является сушка в воздушных сепараторах. Схема такой установки представлена на рис. 4.10. Здесь сырье высушивается до влажности 6—8%. Применяют только высокотемпературные (около
Рис. 4.10. Помольно-сушильная установка с сушкой в воздушном сепараторе
/ — воздухонагреватель; 2 — пылеосадитель; 3 — загрузка; 4 — готовый продукт
550° С) горячие газы, образующиеся при сжигании жидкого топлива или природного газа. Температура газов на выходе из сепаратора составляет около 90° С. Количество газа, проходящего через сепаратор, ограничивается его гидравлическим сопротивлением (100—150 мм) и требуемой надежностью работы; этими же факторами, ограничивается производительность данного способа сушки сырья.
Расход воздуха в сепараторах. Изготовляемые в США сепараторы характеризуются величинами расхода воздуха при сушке сырьевого материала, приведенными в табл. 4.16.2.1.
Значения, приведенные в табл. 4.16.2.1, должны учитываться при расчете производительности сушки в воздушных сепараторах. То же относится к расчету пылеулавливающих устройств.
Горячие газы не попадают в мельницу, поэтому влажные куски материала вначале подаются в воздушный сепаратор, где происходят их сушка и сортировка. Загрузка воздушного сепаратора крупнозернистым материалом приводит к значительному износу лопастей сепаратора.
4.16.3,	Совмещение сушки с помолом в мельницах с пневмотранспортом. На рис. 4.5—4.10 показаны циклы помола с гра-
100
Таблица 4.16.2.1. Расход воздуха в воздушных сепараторах (США)
Диаметр воздушного сепаратора, м	Производительность (10—20% остатка на сите с числом ячеек 6400 на 1см8), т/ч	Мощность двигателя воздушного сепаратора, л. с.	Максимальный расход воздуха прн температуре выходящего воздуха 93°С, м8/мин
4,25	30	75	450
4,85	65	125	765
5,50	ПО	300	ИЗО
6,00	180	400	1700
6,70	270	550	2265
7,30	360	750	2830
витационной выгрузкой и ковшовым элеватором для подъема циркулирующего материала. На рис. 4.11 и 4.12 показаны агрегаты с пневмотранспортом, на которых подъем циркулирующего материала осуществляется пневматическим способом. Преимущество таких мельниц заключается в возможности утилизации большого количества горячих отходящих газов: около 2,2—2,9 кг газа на 1 кг материала. При этом удельный расход энергии в агрегатах с пневмотранспортом примерно на 10—12% выше, чем в агрегатах, работающих в замкнутом цикле с ковшовым элеватором [48а]. Условием высокой эффективности измельчения является введение в мельницу оптимального количества горячих газов.
Байпасное устройство позволяет контролировать количество газа для управления процессом.
В схеме помола, показанной на рис. 4.11, воздушная струя выносит измельченный продукт из мельницы и поднимает его вверх — вначале к сепаратору гравитационного типа, а затем к циклону, что позволяет отделить тонкую фракцию от газа.
Для помола сырьевых материалов с высокой влажностью применяется сушильно-помольная установка с пневмотранспортом, схема которой показана на рис. 4.12.
Для подсушки сырье подают в трубопровод предварительной сушки, расположенный вне мельницы; поэтому в мельницу попадает только подсушенное сырье. Для вторичной сушки в мельницу подают лишь небольшое количество горячих газов. Для достижения необходимой эффективности сушки и помола максимальный размер зерен загружаемого материала не должен превышать 15 мм. Однако сырьевой материал высокой влажности трудно измельчить до такого размера.
Скорость воздуха в установках с пневмотранспортом равна 3—4 м/с, а в подъемном трубопроводе после мельницы — 25— 35 м/с. Содержание твердых частиц в трубопроводе после мельницы составляет 250—500 г на 1 м3 газа. Вентилятор мельницы должен создавать статический напор 55—65 мбар.
101
Капитальные затраты на мельницу с пневмотранспортом обычно ниже, чем на установку, работающую в цикле с ковшовым элеватором и воздушным сепаратором.
Рис. 4.11. Помол, совмещенный с сушкой в мельнице с пневматической транспортировкой продукта помола 1 — загружаемый материал; 2—горячий газ; 3 — готовый продукт; 4— трубопровод к фильтру
Рис. 4.12. Мельница с предварительной сушкой в подъемном трубопроводе и пневматической транспортировкой материала
1 — загружаемый материал; 2—горячие газы; 3— готовый продукт; 4 — трубопровод к фильтру
Рис. 4.13. Валковая мельница в составе помольно-сушильной установки
1 — мельница; 2 — ленточный весовой дозатор; 3— бункер сырьевого материала; 4 — воздухонагреватель; 5 — смесительный регулятор для подачн свежего воздуха; 6 — промежуточный вентилятор; 7 —циклон первой стадии; 8 — дроссельный клапан; 9 — пылеулавливающий фильтр; 10 — горячие газы (отходящие газы вращающейся печи или отходящий воздух клинкерного холодильника); // — выгрузка сухого размолотого материала
4.16.4.	Совмещение сушки с помолом в роликовых мельницах. Роликовые, или валковые мельницы (мельницы Лёше, MPS, фирмы «Полизиус» и др.) применяются в основном в сушильнопомольных установках. Роликовые мельницы описаны в гл. 13.
На рис. 4.13 показана рабочая схема роликовой мельницы, используемой в составе сушильно-помольной установки.
102
Ниже приведена техническая характеристика сушильно-помольной установки, показанной на рис. 4.13 [48b]:
Влажность сырья, %.............................................. Ю
Производительность в пересчете на сухое вещество, т/ч............115
Выделение влаги, т/ч............................................. 11,5
Крупность зерен загружаемого	материала, мм.................... 25
Тонкость помола: остаток на стандартном сите с ячейкой 0,09 мм, %............. 14
Горячие печные отходящие газы: количество, м3/мин......................................... 2833
температура, °C..............................................285
влажность, % по объему........................................ 8
Количество воздуха для	разбавления, м3/мин........................ 0
Газ из воздухоподогревателя: количество, м3/мин...........................................586
температура, °C..............................................505
затраты тепла, ккал........................................5,4-10®
Количество циркулирующего газа, м3/мин.......................... 0
Газ на входе в мельницу: количество, м3/мин........................................  4465
температура, °C..............................................345
Газ на входе в циклон: количество, м3/мин......................................... 3255
температура, °C..............................................100
содержание пыли, г/м3........................................550
Газ на входе в пылеулавливающий фильтр: количество, м3/мин......................................... 3255
влажность газа, % по объему................................... 9,5
точка росы, °C............................................... 40
содержание пыли, г/м3........................................120
Удельный расход электроэнергии, кВт-ч/т: в мельнице...................................................... 5,1
в вентиляторе ................................................ 5,0
в дополнительных	устройствах................................. 0,2
Всего
10,3
4.16.5.	Вихревая сушилка. В отличие от сушильного барабана корпус вихревой сушилки представляет собой неподвижный стальной воздухонепроницаемый цилиндр с круговым или эллиптическим сечением. В нижней части корпуса сушилки установлены два вращающихся вала с лопастями. Вращающиеся лопасти разбрасывают просушиваемый материал в потоке горячего газа. При этом большая площадь поверхности материала соприкасается с горячими газами, что приводит к ускорению процесса теплопередачи. Кроме того, вращение лопастей обеспечивает перемещение материала к выходу из сушилки с заданной скоростью. Горячие газы удаляются вытяжным вентилятором. Просушиваемый материал и горячие газы движутся в одном на
103
правлении. В вихревых сушилках могут просушиваться цементные сырьевые материалы всех видов.
На рис. 4.14 приведена схема вихревой сушилки типа «Ха-цемаг».
В вихревых сушилках в качестве сушильного агента могут использоваться горячий воздух из воздухоподогревателей и колосниковых клинкерных холодильников и отходящие газы вра-
Рис. 4.14. Схема вихревой сушилки типа «Хацемаг»
/ — загрузка материала; 2 — подача горячего газа; 3 — выход газа; 4 — выгрузка материала
вдающихся печей. Температура газов, поступающих в сушилку, не должна превышать 600° С.
Количество газа, расходуемое в вихревых сушилках, составляет около 2 м3/кг загружаемого материала.
Расход тепла на сушку гранулированных водой доменных шлаков от исходной влажности 20% до конечной влажности 0,25% равен 943 ккал/кг влаги.
Вихревые сушилки имеют следующий тепловой баланс, %:
расход тепла на испарение влаги (полезная работа) ............... 68,5
потери на излучение через корпус сушилки.......................... 6,0
потери тепла с отходящими газами..................................14,5
расход тепла на нагревание просушенного материала.................11,0
Всего	100
Следовательно, к. п.д. вихревой сушилки составляет 68,5%. Такой результат действителен при влажности загружаемого материала 20%.
104
Таблица 4.16.5.1. Технические характеристики вихревых сушилок фирмы «Хацемаг» (ФРГ)
Марка	Испарение влаги, кг/ч	Мощность, кВт
ASS3	2800	30—50
ASS4	4000	40—60
ASS5	5000	40—80
ASS6	6500	60—100
ASS7	12000	60—120
ASS8	20000	80—200
В табл. 4.16.5.1 приведены характеристики вихревых сушилок фирмы «Хацемаг», Е. Андреас (Мюнстер, Вестфалия, ФРГ).
4.16.6.	Применение мельниц типа «Аэрофол» в качестве сушильно-помольных установок. Мельницы типа «Аэрофол» применяются в основном для гравитационного помола при обогащении руд, однако в последние годы получают все большее распространение в цементной промышленности, особенно для совмещения сушки цементных сырьевых материалов с помолом.
Мельница типа «Аэрофол» представляет собой короткую трубную мельницу большого диаметра. Отношение диаметра к длине составляет примерно 5:1.
Внутри мельницы типа «Аэрофол» установлены подъемные лопасти и отражатели. Лопасти предназначены для подъема размалываемого материала на максимальную высоту, достаточную для дробления кусков при падении.
У торцовых стенок мельницы установлены отражатели, обеспечивающие перемещение размалываемого материала и мелющих тел к центру мельницы и более плотное ее заполнение.
Мельница типа «Аэрофол» загружается через одну из двух пустотелых цапф. Отношение крупности зерен загружаемого материала к размолотому составляет от 100: 1 до 1000: 1.
Размолотый материал выносится газовой струей, скорость которой устанавливается в соответствии с требуемой крупностью зерен. Газ поступает в мельницу через цапфу, охватывает размалываемый материал и выходит через противоположную цапфу в следующий технологический агрегат. В подключенных циклонах и сепараторах происходит классификация материала по размеру зерен. Слишком крупные зерна снова возвращаются в мельницу или измельчаются в шаровой мельнице до необходимого размера; этот дополнительный помол иногда не требуется.
При помоле цементных сырьевых материалов не удается полностью обойтись только процессом самоизмельчения. Приходится применять мелющие тела, количество которых по объему должно соответствовать степени заполнения мельницы пример
105
но 6%. При наличии мелющих тел в нужном количестве лучше протекает процесс ударного измельчения материала.
Степень заполнения мельниц самоизмельчения материалом составляет от 20 до 34%.
Частота вращения мельниц самоизмельчения составляет примерно 75% критической. Однако часто применяют и более высокую частоту. Например, мельница «Аэрофол» диаметром 8,25 м вращается с частотой 84% от критической.
Рис. 4.15. Помольно-сушильная установка «Аэрофол»
/ — питание мельницы; 2 — воздухонагреватель; 3 — мельница «Аэрофол»; 4 — крупнозернистый материал; 5 — мелкозернистый материал; 6 — пылеулавливающий фильтр;
7 — подъемные лопасти
Износ мелющих тел при помоле цементной сырьевой смеси составляет около 30 г/т пропускаемого материала, а износ броневых плит —около 6 г/т. Максимальный размер кусков загружаемого материала равен 250 мм; размер зерен после помола не превышает 0,3 мм.
Мельница типа «Аэрофол» диаметром 8,25 м, длиной 1,86 м с подключенной мельницей для тонкого помола позволила при питании материалом влажностью 15% в количестве 200 т/ч получить 170 т/ч сухого молотого материала [49]. Расход тепла на сушку составляет 1660 ккал/кг воды. Тепло доставляют в основном отходящие газы вращающихся печей и воздух из клинкерных холодильников; только 20% тепла подводится дополнительно. Половина материала, размолотого в мельнице «Аэро
106
фол», имеет тонкость помола 1 % остатка на сите 0,2 мм (900 ячеек/см2) и 16% остатка на сите 0,09 мм (4900 ячеек/см2). Другая половина размалываемого материала представляет собой крупку, которая доводится до нужной дисперсности в мельнице тонкого помола. Гидравлическое сопротивление всей системы составляет около 500 мм вод. ст., в том числе 280 мм вод. ст. приходится на мельницу типа «Аэрофол».
На рис. 4.15 показана технологическая схема сушильно-помольной установки типа «Аэрофол». Мощность, потребляемая двигателями установки, равна, кВт:
мельница типа «Аэрофол»..........................................1100
мельница тонкого помола..........................................1150
вентилятор мельницы «Аэрофол»....................................780
аспирационный вентилятор клинкерного холодильника ............... 200
вентилятор фильтра пылеудаления ................................. 350
Всего	3580
Расход энергии составляет 3580 кВт-1 ч=3580 кВт-ч, а удельные затраты энергии равны 3580 кВт-ч/200 т=17,9 кВтХ Хч/т загружаемого материала или 3580 кВт-ч/170 т=21,0 кВтХ Хч/т сырьевой смеси.
Следует принимать во внимание, что мельница «Аэрофол» используется для вторичного дробления, предварительного помола и сушки материала. Расход воздуха составляет 2—3 м3/кг размалываемого материала. Скорость воздуха в мельнице равна 3 м/с, а скорость воздуха в трубопроводе за мельницей зависит от гранулометрического состава материала и находится в интервале 15—25 м/с.
4.17.	Совмещение сушки и вторичного дробления сырья
Ударно-отражательные дробилки позволяют получить высокую степень измельчения (от 60 до 80) в зависимости от твердости сырья. Непрерывное дробление зерен обеспечивает постоянный рост поверхности материала и благоприятные условия для теплопередачи. Ротор придает потоку газа, проходящему через дробилку, турбулентный характер, что приводит к улучшению контакта между газом и материалом.
Благоприятные условия теплопередачи позволяют работать с относительно низким температурным градиентом. Сырьевые материалы с исходной влажностью до 6% могут просушиваться отходящими газами вращающихся печей или аспирационным воздухом клинкерных холодильников с температурой 250— 350° С. При исходной влажности материала до 12% температура горячих газов должна равняться 400—750° С. В этом случае следует применять подогрев отходящих газов или воздуха [50]. При применении горячих газов с температурой около 800°С и дробилки с двойным ротором появляется возможность сушки и
107
дробления пластичных и налипающих материалов с начальной влажностью 25—30%. Питание и выгрузка материала из ударноотражательной дробилки производятся через двойные маятниковые затворы, чтобы избежать подсоса наружного воздуха.
На рис. 4.16 показаны схемы трех ударно-отражательных дробилок с сушильным оборудованием. В табл. 4.17.1 приведены технические характеристики сушилок-дробилок ударно-отражательного действия фирмы «Хацемаг» (Мюнстер, Вестфалия, ФРГ).
Таблица 4.17.1. Технические характеристики сушилок-дробилок ударно-отражательного действия фирмы «Хацемап» (ФРГ)
Тип'	Производительность, т/ч	Испарение влаги, т/ч	Расход тепла, ккал/ч	Масса, кг	Максимальный линейный размер кусков загружаемого материала2, мм
Однороторная конструкция: APT 0	1—3	0,45	450 000	1 850	100
APT 1	3—6	0,75	800 000	2 900	150
APT 2	6—15	1,40	1 500 000	4 900	150
APT 3/100S	15—25	2,00	2 200 000	8300	200
APT 3/200S	50—80	4,00	4 500 000	19700	200
APT 4	25—40	3,00	3 500 000	13 600	250
APT 4Br	40—60	4,70	5 000 000	15 600	300
APT 4/80	50—80	7,00	7 500 000	23 500	300
APT 6	80—150	12,00	13 000 000	38000	400
APT 6Br	120—200	20,00	22 000 000	60 000	400
APT 7/225S	150—250	25,00	27 500 000	120 000	600
APT 7/300S	200—300	32,00	35 000 000	140 000	800 -
Двухроторная конструкция: APT 4/11	25—80	8,00	9 000 000	31 000	400
APT 4/Br/lI	40—100	12,00	13 000 000	39 000	400
APT 4/80/11	80—150	16,00	17 000 000	49 000	500
APT 6/11	100—180	20,00	21000 000	64 000	600
APT бВг/П	180—260	26,00	28 000 000	102 000	600
APT 7/225 II	250—400	56,00	58 000 000	190 000	800
APT 7/300 II	300—600	70,00	75 000 000	215 000	800
1	При обычных условиях сушки и дробления.
2	В зависимости от типа двойного маятникового затвора на входе материала.
Удельный расход тепла на сушку в ударно-отражательных сушилках-дробилках в зависимости от влажности сырьевого материала составляет от 950 до 1100 ккал/кг испаряемой влаги.
4.18.	Сушильно-помольная установка
Эта новая система (фирма «Индустрианлаген, Гумбольдт-Ведаг») (см. также рис. 4.26) до настоящего времени примените
лась для сушки сырьевых материалов с влажностью до 15%, производительность установки достигает 350 т/ч.
В помольно-сушильной установке ударно-отражательная молотковая дробилка работает совместно с короткой трубной мельницей, оборудованной пневмотранспортным устройством. Вместо колосниковой решетки в ударно-отражательной молотковой дробилке выполнено сплошное днище. Материал, выходящий
Рис. 4.16. Схемы ударно-отражательных дробилок с сушкой
а — однороторная конструкция; б — то же, с колосниками; в — двухроторная конструкция
из ударно-отражательной дробилки и трубной мельницы, пневматическим способом подается в общий воздушный сепаратор.
Перед ударно-отражательной дробилкой куски сырьевого материала размером до 100 мм поступают в камеру подсушки, оборудованную двумя маятниковыми затворами и отражательными плитами. Сушильный агент подают через верхнюю часть камеры подсушки, длина которой зависит от влажности сырьевого материала. Подсушенный сырьевой материал вместе с сушильным агентом поступает в ударно-отражательную дробилку. Материал после первичного дробления фракции 0—10 мм содержит в зависимости от своей размолоспособности от 15 до 35% зерен готового продукта, который выносится струей газа через подъемный трубопровод в воздушный сепаратор и при этом подвергается дополнительной сушке.
Зерна, оставшиеся после отделения мелких частиц, подают в короткую однокамерную трубную мельницу с сортирующей бронефутеровкой. Часть газового потока пропускают через трубную мельницу для вторичной сушки материала. После прохода через разгрузочную решетку размолотый материал под напором вентилятора мельницы направляется в подъемный трубопровод и воздушный сепаратор. Установка укомплектована циклоном для осаждения сырьевой муки и вентилятором.
109
На рис. 4.17 показана схема двойной сушильно-помольной установки (тандем «сушка — помол»).
На рис. 4.18 приведена часть конструкции двойной сушильно-помольной установки с камерой подсушки и питателем для загрузки материала, подводом сушильного агента, ударно-отражательной молотковой дробилкой и разгрузочными устройствами дробилки и трубной мельницы.
Рис. 4.17. Двойная помольно-сушильная установка («Тандем») с предварительным дроблением и сушкой в ударно-отражательной молотковой мельнице и подъемном трубопроводе и помолом в трубной мельнице
1 — горячие газы; 2 —загрузка; 3 — удар-но-отражательная молотковая мельница;
4 —трубная мельница; 5 — трубопровод к фильтру; 6 — готовый продукт
Рис, 4.18. Ударно-отражательная молотковая мельница в двойной помольно-сушильной установке «Тандем»
1 — двойной маятниковый клапан для впуска воздуха; 2 — распределительные заслонки; 3 — сушильные газы; 4 — подъемная труба;
5 — колосник; 6 — газовый клапан; 7 — возврат воздуха от вентилятора мельницы; 8 — разгрузочное устройство трубной мельницы
Сырьевая смесь влажностью до 8% может просушиваться отходящими газами запечного теплообменника. При влажности до 15% требуется дополнительный подогрев воздуха или используется горячий воздух из колосниковых холодильников.
4.19.	Сушилка-мельница
Сушилка-мельница, называемая также молотковой мельницей ЕТ (фирма «Смидт», Копенгаген), предназначена для дробления и сушки мягкого абразивного цементного сырья с высоким содержанием влаги, например глины, кека шламовых фильтров и т. д. При температуре горячих газов на входе до 800° С можно сушить сырьевые материалы с начальной влажностью 30% до конечной влажности 1%. Остаток на сите с величиной отверстий 1 мм составляет после помола около 1%. На рис. 4.19 показано поперечное сечение молотковой мельницы ЕТ.
ПО
В молотковой мельнице ЕТ предусмотрены закрытое днище и сепарационная камера. Тем самым повышается продолжительность нахождения материала в молотковой мельнице и обеспечивается высокая степень сушки и измельчения, достигающая 1 : 100 и более. По данным изготовителей, удельные энергозатраты в молотковой мельнице ЕТ составляют от 3 до 6 кВт-ч/т и достигают максимума при помоле пластичных материалов. Окружная скорость молотков составляет 25—35 м/с.
Рис. 4.19. Поперечный разрез ударно-отражательной сушилки-мельницы (молотковая мельница ЕТ) /—дробящие ролики; 2 — выравнивающие валки; 3— вращающиеся грабли; 4—опора с меслозой; 5 — отражательная плита; 6 — молотковый ротор
На приведенных ниже технологических схемах показаны типичные способы применения сушилок-мельниц фирмы «Смидт».
Согласно рис. 4.20 сырьевой материал обрабатывается только в сушилке-мельнице. Технологическая схема этой установки довольно проста.
В технологической схеме, показанной на рис. 4.21, сырьевой материал из сушилки-мельницы воздушным потоком переносится в сепаратор. Отсюда крупка подается в шаровую мельницу, а мелкие зерна через циклон и электрофильтр поступают в силос. При необходимости для улучшения сушки материала шаровая мельница может продуваться горячим воздухом.
По схеме, представленной на рис. 4.22, ведут раздельную подготовку двух сырьевых компонентов. Компонент А с высокой влажностью сушат и измельчают в сушилке-мельнице, обогреваемой отдельным воздухоподогревателем. Компонент В с низкой влажностью после первичного дробления подается в шаровую мельницу с пневмотранспортом (фирма «Смидт», тип «Ти-
ш
Рис. 4.20. Технологическая схема ударно-отражательной дробилки-сушилки фирмы «Смидт» 1 — сырьевая смесь; 2 — горячий воздух; 3 — ударно-отражательная дробилка-сушилка; 4 — пылеотдели-тель; 5 — готовый материал
Рис. 4.21. Ударно-отражательная дробилка-сушилка фирмы «Смидт» в сочетании с шаровой мельницей, воздушным сепаратором и циклоном
1—5 —см. рис. 4.20; 6 — циклон;
7 — воздушный сепаратор; 8 — шаровая мельница «Тнракс» фирмы «Смидт» с пневматической разгрузкой материала
раке»), которая обогревается отходящими газами вращающейся печи. Дальнейший путь материала такой же, как в описанной выше технологической схеме. Обе системы горячих газов функционируют независимо одна от другой, поэтому сушилка-мельница может работать и в том случае, когда вращающаяся печь не эксплуатируется.
Рис. 4.22. Ударно-отражательная дробилка-сушилка и мельница с пневматической разгрузкой материала для помола и сушки двухкомпонентной сырьевой смеси
1 — подача компонента сырьевой смеси А; 2 —отходящие газы вращающейся печи; 3 — ударио-отражательная дробилка-сушилка фирмы «Смидт»; 4—электрофильтр;
5 — выгрузка готовой сырьевой муки в силос; 6 — циклон; 7— воздушный сепаратор; 8~ шаровая мельница «Тиракс» фирмы «Смидт»; 9 — горячий воздух от воздухонагревателя; 10—подача компонента сырьевой смеси В
На рис. 4.23 представлена диаграмма производительности сушилки-мельницы типа ЕТ фирмы «Смидт». Затененная площадь диаграммы представляет область применения трех различных конструкций ударно-отражательных сушилок-мельниц ЕТ. Справа на диаграмме показана влажность сырьевого мате-
112
Рис. 4.23. Диаграмма производительности (по сухому материалу) ударно-отра-! жательных дробилок-сушилок типа ЕТ фирмы «Смидт» в зависимости от влажности исходного материала
Произбодительност, m/z

Рис. 4.24. Технологическая схема пом о льио-сушильной установки с мельницей «Доппельротатор»
Рис. 4.25. Продольный разрез мельницы «Доппельрота-тор» с камерой предварительной сушки
8—394
113
риала на входе в сушилку-мельницу, а слева приведен требуемый расход тепла в ккал/ч для достижения конечной влажности 3% при сушке горячими газами с температурой 800° С. На оси абсцисс отложена производительность сушилки, т/ч, по сухому материалу [87с].
4.20.	Мельница «Доппельротатор»
На рис. 4.24 показана технологическая схема мельницы «Доппельротатор» фирмы «Полизиус», представляющей собой сушильно-помольную установку с камерой подсушки и двусторонней подачей сырьевого материала, крупки, а также горячих газов; материал и газы удаляются в центре через выходные решетки.
На рис. 4.25 показано продольное сечение мельницы «Доппельротатор». Вместе с потоком горячих газов влажный сырьевой материал через цапфу мельницы попадает вначале в камеру подсушки, где подъемные лопасти способствуют более полному контакту материала с горячими газами. Из камеры подсушки материал через щелевую перегородку с подъемными лопастями попадает в камеру грубого помола, затем из центрального разгрузочного отверстия по пневматическому транспортному желобу и с помощью ковшового элеватора подается в воздушный сепаратор. Крупные зерна, отделенные в сепараторе, поступают в камеру тонкого помола. Однако часть крупных зерен отводится из сепаратора и смешивается со свежим материалом для улучшения его текучести при поступлении в камеру подсушки.
Такие мельницы рассчитаны на высокую производительность и, соответственно, пропуск большого количества газа. С этой целью установлены подшипники диаметром до 3,4 м, имеющие относительно небольшую ширину. Перегородки мельницы также рассчитаны на пропуск большого количества газа. В настоящее время эксплуатируются мельницы «Доппельротатор» диаметром до 5 м и производительностью до 350 т/ч.
Мельница «Доппельротатор», показанная на рис. 4.25, имеет диаметр 4,6 м при длине 17,25 м. Производительность мельницы составляет 270 т/ч сырьевой муки при 12%-ном остатке на сите с ячейкой 0,09 мм (4900 ячеек/см2). Мельница имеет двойной периферийный привод с двумя двигателями мощностью по 1950 кВт каждый. Для открывания люка используется вспомогательный привод, установленный на одной из сторон основного привода.
Сушка осуществляется отходящими газами от циклонного теплообменника. Отдельный воздухоподогреватель служит для запуска установки, а при необходимости — в качестве дополнительного источника тепла. С помощью дополнительного подогрева в мельницах «Доппельротатор» можно сушить сырье с влажностью до 14%. Если для сушки используются только от-
. 114
ходящие от теплообменника газы с температурой около 350° С, то допускается начальная влажность до 8%. В мельницах «Доппельротатор» количество отходящих газов может составлять от 1,4 до 1,5 м3/кг сырьевой муки.
Дозированные компоненты сырьевой смеси по герметичной течке вместе с горячими газами через полый вал цапфы диаметром 2,8 м поступают в камеру подсушки. Размер частиц материала, загружаемого в мельницу, составляет около 25 мм, однако в мельницу могут загружаться и более крупные зерна.
Для предотвращения образования конденсата и удаления остатков влаги в камеру тонкого помола подается горячий газ.
Диаметр обоих воздушных сепараторов равен 7,5 м.
Отходящие от мельницы газы выпускаются через центральные отверстия; по разгрузочной течке они поступают в воздушный сепаратор диаметром 8 м, где осаждаются крупные зерна, которые попадают в ковшовый элеватор. Затем отходящие газы через ряд циклонов поступают в электрофильтр. Мелкозернистый материал от воздушного сепаратора, циклона и электрофильтра отводится по общему пневматическому транспортному желобу.
При производительности установки 270 т/ч готового материала и тонкости помола, соответствующей 12% остатка на сите с ячейками 0,09 мм, удельный расход энергии составляет 17,65 кВт-ч/т сырьевой муки. Содержание пыли в газе перед электрофильтром равно 22 г/м3, что соответствует 8,8 т/ч сырьевой смеси из электрофильтра. Из воздушного сепаратора выходит в 1 ч около 165 т, а из циклона-—около 100 т мелкозернистого материала.
Около 66% крупки из сепаратора поступает в камеру тонкого помола, а 34% добавляется к исходному материалу. Общее количество циркулирующего материала составляет примерно 350%. Остаточная влажность сырьевой муки равна 0,5% при исходной влажности 7,7%.
Количество газов, отходящих от мельницы, равно 400 000 м3/ /ч; его транспортируют два вентилятора с разрежением 600 мм вод. ст. при 87° С. Отходящие газы содержат водяной пар из влаги сырьевой смеси в количестве 28 000 м3/ч; кроме того, следует учесть подсос системой наружного воздуха до 20%.
Скорость движения газа в камере грубого помола равна 7 м/с, а в камере тонкого помола — 2,5 м/с. Благодаря большому диаметру подшипников и специальной конструкции межкамерных перегородок потери тяги в мельнице относительно невелики и равны 290 мм вод. ст. [148а.1].
4.21.	Расход энергии в различных сушильнопомольных системах
В табл. 4.21.1 приведены сравнительные данные о расходе энергии в различных сушильно-помольных системах. Однако 8*	115
Таблица 4.21.1. Расход энергии в сушильно-помольных системах
(исходные данные: производительность 150 т/ч, влажность сырья 8%, используется тепло отходящих газов)
Компоненты системы	Система с пневмотранспортом, кВт	Система с механическим транспортом (ковшовым элеватором), кВт	Система с ковшовым элеватором и молотковой мельницей. кВт	Система сушилка — дробилка. кВт
Мельница 150X15,5 кВт.ч/т	2325	2325	—	—
Мельница 150X13.6 кВт-ч/т	—	—	2040	—
Мельница 150X12,4 кВт-ч/т	—	—	—	I860
Вентилятор 310 000 м3/ч	700	—	—	—
Вентилятор 226 000 м3/ч	—	380	380	—.
Вентилятор 275 000 м3/ч	—	—	—	570
Ковшовый элеватор	—	50	50	—
Воздушный сепаратор	—	200	200	—
Ударно-отражательная молотковая дробилка 150X1.2 кВт-ч/т	—	—	—	180
Молотковая мельница 150X1,0 кВт-ч/т	—	—	150	—.
нельзя оценивать сушильно-помольные системы, приведенные в табл. 4.21.1, только по удельному расходу энергии: для их оценки требуется учесть ряд дополнительных факторов, например капитальные вложения, эксплуатационные затраты и т. д.
Расход энергии в ударно-отражательной молотковой дробилке в сушильно-помольной установке на 20% больше, чем в молотковой мельнице с ковшовым элеватором и механическим центробежным сепаратором. Это является результатом более интенсивного предварительного дробления материалов в молотковой мельнице.
Необходимо, однако, принимать во внимание, что сушильнопомольную установку можно применять только в тех случаях когда затраты на восстановление износа молотковой мельницы под абразивным воздействием материала не превышают определенного уровня.
Фирмой «Бернутат» (Дюссельдорф, ФРГ) выпущены различные сушильно-помольные установки с производительностью до 200 т/ч.
Сушильно-помольные установки с молотковыми мельницами производительностью до 360 т/ч выпускает фирма «Гишман» (ФРГ). Принцип действия различных сушильно-помольных установок был описан Роквудом уже в 1938 г. в журнале «Рок продакте», США [50а].
116
Мельницы «Доппельротатор», в меньшей степени подверженные изнашивающему воздействию сырьевой смеси, к настоящему времени выпущены фирмой «Полизиус» в количестве 400 шт. с производительностью до 350 т/ч. .
Рис. 4.26. Помольно-сушильная установка «Тандем»
/ — трубопровод к вспомогательной трубе теплообменника; 2 — трубопровод от вентилятора теплообменника
На рис. 4.26 показано продольное и поперечное сечения сушилки-мельницы («Тандем»), фирма «Индустрианлаген, Гум-больдт-Ведаг», Кёльн (см. также рис. 4.17 и 4.18).
4.22.	Пылеулавливание при сушке
4.22.1.	Сушильные барабаны. Сушильные барабаны часто устанавливают позади современных вращающихся печей с теплообменниками, что позволяет для очистки отходящих газов сушильных барабанов использовать систему пылеулавливания вращающихся печей. Унос пыли из сушильных барабанов зависит от свойств просушиваемого материала, типа внутрибарабан-ных устройств и скорости сушильных газов.
Содержание пыли в неочищенном газе составляет от 40 до 90 г/м3. Максимальный диаметр частиц пыли равен около 0,15—
117
0,20 мм, а доля частиц с диаметром <0,01 мм составляет 20— 30%. На 1 кг просушиваемого материала требуется 1—2 м3 отходящих газов. Перед пылеуловителем температура отходящих газов равна ПО—140° С. Точка росы газов составляет 50—70°С.
В качестве первичных пылеуловителей часто применяют циклоны. Основную часть пыли улавливают с помощью тканевых фильтров и электрофильтров. Степень очистки при применении тканевых фильтров составляет 98,5—99,9%, а при применении электрофильтров — 98—99,5%. Содержание пыли в очищенном газе при применении тканевых фильтров не превышает 0,1%, а при применении электрофильтров—0,5% количества пыли, содержащейся в газе перед фильтром.
4.22.2.	Ударно-отражательные сушилки-дробилки. При применении ударно-отражательных сушилок-дробилок в неочищенном газе содержится большое количество пыли, что вызывает необходимость проведения предварительного обеспыливания с помощью циклонов. После первичной очистки отходящие газы подвергаются дальнейшей очистке в тканевых фильтрах или электрофильтрах.
4.22.3.	Вихревые сушилки. В зависимости от производительности вихревых сушилок в неочищенном газе может содержаться значительное количество пыли.
На 1 кг просушиваемого материала приходится 0,5—1,5 м3 отходящих газов. Температура отходящих газов перед пылеуловителями равна 100—140° С.
Точка росы газов 50—70° С; содержание пыли в неочищенном газе 50—250 г/м3; максимальный размер частиц пыли 0,2 мм.
Доля пылевых частиц размером менее 0,01 мм составляет около 50—70%. Рекомендуется проводить первичное обеспыливание в циклоне. Для дополнительной очистки применяют тканевые фильтры и электрофильтры. Достигается такая же степень очистки, как после сушильных барабанов.
4.22.4.	Сушильно-помольные установки. В сушильно-помольных установках с мельницами и ковшовыми элеваторами на 1 кг размалываемого материала приходится 1,8—2,0 м3 газа. К этому количеству необходимо еще добавить водяной пар, образующийся из влаги сырья.
Содержание пыли в неочищенном газе составляет 200— 250 г/м3. Диаметр наибольших пылевых частиц равен 0,20— 0,35 мм. Доля частиц размером менее 10 мкм составляет около 40—60%.
Сушильно-помольные установки с оборудованными пневмотранспортом мельницами расходуют 3—3,5 м3 газа на 1 т размалываемого материала. К этому количеству следует добавить объем водяных паров, возникающих при испарении влаги из материала.
Содержание пыли в неочищенном газе составляет 250— 500 г/м3. Доля пылевых частиц размером менее 10 мкм равна 118
30—50%. Максимальный размер частиц пыли примерно 0,4 мм.
Для предварительной очистки рекомендуется применять циклоны, а для окончательной — тканевые фильтры или электрофильтры.
5.	Помол при производстве цемента
Около 85% электроэнергии, затрачиваемой на производство цемента, приходится на дробление сырья и помол, 75% приходится на помол. Коэффициент полезного действия мельниц оценивается по-разному, в зависимости от точки зрения и определения этого понятия. Согласно противоположным интерпретациям имеющихся данных, от 2 до 20% энергии, потребляемой мельницей, переходит в работу по измельчению материала; остальная энергия расходуется на взаимное трение частиц материала и трение между частицами материала и элементами мельницы, на образование звука, тепла, вибраций, турбулентностей потока материала в мельнице, теряется в приводе между двигателем и мельницей.
Низкая с теоретической точки зрения степень использования затрачиваемой энергии представляет больший интерес для конструктора помольных установок, чем для оператора на заводе, так как все-таки расход энергии может считаться относительно небольшим по сравнению с полезным технологическим эффектом тонкого измельчения материала.
Шаровые и трубные мельницы различаются отношением длины к диаметру. У трубных мельниц отношение длины к диаметру составляет от 3: 1 до 6: 1, а у шаровых — 2: 1 и меньше.
Шаровые и трубные мельницы представляют собой вращающиеся стальные барабаны, в которых измельчение размалываемого материала происходит при движении мелющих тел. При вращении барабана мельницы смесь мелющих тел и размалываемого материала поднимается до оптимальной высоты, создающей условия для помола. Помол происходит при соударении и трении мелющих тел между собой и стенками мельницы, футерованными броневыми плитами.
На производительность мельницы влияют следующие факторы: частота вращения, зависящая от диаметра мельницы; количество, тип и размеры мелющих тел; объем камер мельницы; размалываемость материала; отношение L/D; конструкция мельницы; тип бронефутеровки.
5.1.	Критическая частота вращения мельницы
Критическая частота вращения мельницы соответствует такой окружной скорости, начиная с которой центробежная сила превосходит влияние силы тяжести на мелющие шары; при
119
этом мелющие тела не падают и не производят никакой работы по помолу материала.
Расчет критической частоты вращения мельницы. Обозначения:
G, т — вес и масса мелющих шаров, кг; со — угловая скорость мельницы, рад/с; D— внутренний диаметр мельницы, м; п — частота вращения, об/мии; С — центробежная сила, кгс; g — ускорение силы тяжести.
Рис. 5.1. Схема для расчета Рис. 5.2. Оптимальный угол критической частоты враще- подъема мелющих тел
ния мельницы
Примем, что шар находится в точке т мельницы (рис. 5.1); а — угол подъема. В этом случае шар находится под влиянием двух сил, действующих в различных направлениях: центробежной силы
С = та’- г — Geo2 r/g и составляющей силы тяжести
P = Gsina.
Чтобы удержать шар на стенке мельницы в этой позиции, должно выполняться условие
С>Р
или
G
— «2 г > G sin а.
g
При а=90°, т. е. в случае, когда шар находится в точке mi, получаем
<в2 г > g.
Если в это уравнение подставить значение со = 2л/г/60, то получим
[2лп \2
Ыг>8-
120
Отсюда критическая частота вращения равна _ 1 / 602 g 42,3 п V 4я«г у-д •
При критической частоте вращения мельницы мелющие шары не производят никакой полезной работы. Рабочая частота вращения мельницы обычно составляет 65—90% критической. Для практических целей применяется следующая формула
п = 32/ УЪ.
Для определения частоты вращения мельницы нельзя дать универсальной формулы: разработана следующая эмпирическая формула
32
.	~	n = —z-3(D- 1,7).
1 'Ь
Эта формула применима при диаметре мельницы более 1,7 м. Формулу Таггарта применяют для мельниц диаметром от 1,8 до 2,2 м:
23 4 28 п =----- .
V D
5.2.	Угол подъема мелющих шаров
Теоретические расчеты показывают, что кинетическая энергия падающих шаров максимальна, когда их угол подъема а равен 35°20' [51]. Иногда задают угол отрыва а'; при а = 35°20' а'=54°40'. Такой угол подъема соответствует частоте вращения мельницы, равной 76% критической (рис. 5.2).
5.3.	Распределение мелющих тел в поперечном сечении
мельницы
На рис. 5.3. показано распределение мелющих тел в поперечном сечении мельницы в процессе помола. Заштрихованный сплошными линиями участок представляет шары, поднимающиеся при вращении корпуса мельницы, а участок, отмеченный штриховыми линиями, — падающие шары при угле отрыва а'=54°40'. Одновременно происходит подъем 54% и падение 46% мелющих тел.
Рис. 5.3. Распределение мелющих тел в поперечном сечении мельницы
121
5.4.	Число соударений мелющих шаров за один оборот
Соответствующие исследования показывают, что за время одного оборота мельницы мелющие шары совершают от 1,79 до 2,85 рабочего цикла. Поэтому при наличии в мельнице шаровой загрузки, например, из 3401138 шаров за один оборот мельницы происходит 3407138Х 1,79=6088 037 соударений (размеры мельницы 3,6X10,3 м; загрузка мелющими шарами рассмотрена в разд. 5.10).
5.5.	Число соударений шаров с размалываемым материалом
Жуазель разработал формулу для расчета числа ударов шаров, приходящегося в шаровой мельнице на каждую частицу размалываемого материала. В соответствии с этой формулой размалываемый материал должен находиться в мельнице диаметром 2 м и длиной 10 м около 30 мин. Число ударов шаров, приходящееся на каждую частицу размалываемого материала в течение указанного времени, равно 6 по формуле Жуазеля [52]. При этом учитывается, что мелющие шары часто соударяются и не попадают на размалываемый материал.
Ребиндер полагал, что только каждый тысячный удар шара производит работу по измельчению материала, остальные удары являются холостыми [53].
5.6.	Коэффициент заполнения мельницы мелющими телами
По Левенсону, оптимальное заполнение мельницы должно соответствовать /г = 0,16 D (рис. 5.4).
Коэффициент заполнения представляет собой отношение суммарного объема мелющих тел при свободной укладке к рабочему объему мельницы. Коэффициент заполнения мельницы шарами находится в пределах от 25 до 45%. При коэффициенте заполнения меньше 25% шары скользят по бронефутеровке мельницы; при загрузке, превышающей 45%, возникают «возмущения» вдоль траекторий движения мелющей загрузки.
Практически принимаются следующие коэффициенты заполнения мельниц: стальными шарами — 28—45%, цильпебсом — 25—33%. Рабочие коэффициенты заполнения трехкамерных мельниц могут быть следующие [53а]: камеры I — 30%, камеры II — 27%, камеры III — 24%.
На рис. 5.5 показано движение мелющих тел в трубной мельнице при различных частотах вращения и коэффициентах за
Рис. 5.4. Заполнение мелющими телами по Левенсону (объем, заполненный ими, заштрихован)
122
полнения. По рисунку видно, что при небольшом коэффициенте заполнения мельницы мелющими телами значительное перемещение и измельчающее действие мелющих тел достигаются лишь при частоте вращения, равной 60—70% критической; при более
Рис. 5.5. Перемещение мелющих тел в трубной мельнице
А — заполнение шарами, % к объему мельницы; В — частота вращения мельницы, % к критической
высоком коэффициенте заполнения мелющая загрузка выполняет большую работу трения, хотя эта точка зрения является спорной [54, 54а].
5.7.	Общее количество мелющих тел
Для определения общего количества мелющих тел применяется ряд практических формул следующих авторов:
Таггарта: G = 4620D2 L;
Арендса-Цислиньского:О = 4100D2L;
Стернина: G = 4000D2 L,
где G — общая масса мелющих шаров, кг; D — внутренний диаметр мельницы, М; L — полезная длина мельницы, м.
Для более точного расчета полезный объем мельницы V умножается на соответствующий коэффициент заполнения шарами ф; это дает суммарный объем Vm мелющих тел в мельнице:
V„ = фУ = ф —-— .
После умножения Vm на объемную массу мелющих тел gm получим полную массу мелющих тел, загруженных в мельницу:
„	nD2L
G — SmVm — gmty
123
Объемная масса стальных мелющих шаров составляет около 4,55 т/м3 и почти не зависит от их диаметра; плотность их равна 7,8—7,9 т/м3.
5.8.	Указания по загрузке мельниц
Для лучшего использования пространства между мелющими шарами как в многокамерных, так и в однокамерных мельницах используются шары различных диаметров.
Для трехкамерных мельниц рекомендуют следующие размеры шаров (табл. 5.8.1).
Таблица 5.8.1. Загрузка трехкамериых мельииц мелющими шарами
№ камеры	Диаметр шаров, мм	Коэффициент заполнения камеры по объему, %
1	100—60	30
2	60-35	27
3	30—20	24
Рис. 5.6. Выбор размеров мелющих шаров
£> —диаметр мелющих шаров: d — размер кусков загружаемого материала
Рис. 5.7. Выбор размера циль-пебса
R — остаток на сите 0,09 мм; D диаметр цильпебса
В первой камере, где осуществляется ударное измельчение, должны находиться шары диаметром 100—110 мм в количестве 25—30% массы мелющей загрузки. Вторая камера, где удар совмещается с истиранием, может загружаться равным по массе количеством шаров диаметром 60, 50 и 35 мм.
В третью камеру, где измельчение в основном производится путем истирания, можно загружать шары приведенных выше диаметров или цильпебс. Цильпебс представляет собой стальные цилиндрики диаметром от 10 до 26 мм; их наиболее благоприятная длина равна удвоенному диаметру: L = ‘2D.
При помоле в открытом цикле удельная поверхность размолотого материала зависит от отношения поверхности мелющих тел к их объему (это относится в основном к трехкамерным
124
мельницам). Чтобы увеличить удельную поверхность размолотого материала, необходимо применять мелющие тела с большим отношением поверхности S к объему V. Поэтому в третьей камере вместо шаров применяют цильпебс; известно, что шары при максимальном объеме имеют минимальную поверхность.
Штайнер [55] представил отношение диаметра мелющих тел к крупности загружаемого материала в виде двух графиков (рис. 5.6 и 5.7). Здесь линия I относится к твердому размалываемому материалу, II — к материалу средней твердости и III— к мягкому материалу.
5.9.	Мелющая загрузка и степень заполнения размалываемым материалом
Для снижения энергозатрат при помоле должно соблюдаться определенное соотношение между количеством мелющих тел и количеством размалываемого материала, зависящее от заданной тонкости помола; это соотношение тем больше, чем выше заданная тонкость помола. Для получения тонкости помола, соответствующей цементу массового производства типа I по стандарту ASTM (около 3200 см2/г по Блейну), при минимуме энергозатрат отношение массы мелющей загрузки к массе клинкера в мельнице должно быть не менее 15 [56, 57]. Мардулье обозначает отношение масс мелющей загрузки и клинкера 3 : С (steel: clinker) и рекомендует принимать это отношение равным от 8,1 до 10,1 для получения максимального выхода поверхности цемента на единицу затрачиваемой энергии [58]. Шерер [58а] приводит пример, где отношение 5: С составляет 8,75 (70 т мелющих тел и 8 т размалываемого материала).
5.10.	Расчет коэффициента заполнения мельниц мелющими телами
Пример 5.10.1. Определить коэффициент заполнения мелющими телами трехкамерной мельницы для сушки и помола цементной сырьевой смеси. Загружается материал средней твердости с максимальным размером частиц 25 мм. Мельница имеет следующие размеры: внутренний диаметр 2,5 м. длина барабана 14,6 м; с учетом двух перегородок между камерами (2x0,30 = = 0,60) рабочая длина мельницы равна 14,0 м.
Длина отдельных камер, м:
камеры/: £[ = 0,25X14=3,50:
камеры II: £2= 0,25X14=3,50;
камеры III: £3 = 0,50X14=7,00.
Объем камер равен:
камеры I:
камеры II:
у2 = 3’-1±2’5L 3 50 = 17> 15 М3;
125
камеры III:
3,14-2,5а Vs = ——---------7,00 = 34,30 м3.
4
Рабочий объем мельницы 68,60 м3.
С учетом коэффициента заполнения мельницы (см. табл. 5.8.1) суммарный объем мелющих тел в отдельных камерах составляет, м3:
в камере/: 17,15X0,30=5,14;
в камере II: 17,15x0,27=4,63;
в камере III: 34,30X0,24=8,23.
Объемная масса мелющих шаров — 4,55 т/м3 (камеры I и II), объемная масса цильпебса — 4,85 т/м3 (камера III). Отсюда масса мелющих тел составляет, т: в камере I: 5,14X4,55=23; в камере II: 4,63x4,55 = 21; в камере III: 8,23X4,85 = 40. Общая масса мелющих тел равна 84 т.
Распределение шаров различных диаметров по камерам показано в табл. 5.10.1.
Таблица 5.10.1. Распределение шаров в трехкамерной мельнице (к примеру 5.10.1)
№ камеры	Диаметр шара, мм	Распределение шаров, % по массе
	90	20
т	80	25
1	70	35
	60	20
г г	50	50
11	40	50
ттт	Цильпебс 12 X 24	50
111	18 X 36	50
Мелющие шары указанных размеров могут измельчать материал различного гранулометрического состава без существенного изменения производительности мельницы. Однако значительное отклонение от оптимальных размеров шаров приводит к снижению производительности мельниц. Слишком мелкие шары оставляют в размалываемом материале излишне крупные зерна; слишком крупные шары дают недостаточную удельную поверхность [59].
Мелющая загрузка цементных мельниц
Пример 5.10.2 (табл. 5.10.2).
Размеры мельницы 3,65 X 10,30 м, две камеры, замкнутый цикл, один воздушный сепаратор диаметром 5,5 м типа «Раймонд», один приводной двигатель мощностью 1862 кВт; производительность мельницы — около 45 т/ч обыкновенного цемента типа I по ASTM.
126
Таблица 5.10.2. Мелющая загрузка двухкамерной мельняцы
Показатель	Камера /		Камера II			Общая загрузка	
Диаметр шаров, мм	63,5	51	38	25,4	19	16	—
Загрузка мельницы шарами, кг	20 892	20 892	8630	20213	49 830	20 385	140 842
Объем шара, см3	130,9	65,45	28,73	8,18	3,55	2,14			
Масса шара, г	1031,5	515,7	226,4	64,46	28,0	16,86	—
Количество шаров на 1 т	969	1939	4417	15513	35 714	59 312	—
Общее количество шаров	20 244	40 509	38 118	313 564	1779628	1209075	3401138
Пример 5.10.3 (табл. 5.10.3). Размеры мельницы 3,95X6,40 м, одна камера, замкнутый цикл, два воздушных сепаратора диаметром 4,85 м, два приводных двигателя мощностью 745 кВт каждый, производительность мельницы — около 43 т/ч обыкновенного цемента.
Та блица 5.10.3. Мелющая загрузка однокамерной мельницы
Диаметр шаров, мм	76,2	63,5	51	38	32	25,4	Общая загрузка
Загрузка мельницы шарами, кг	24 000	14 000	23 000	17 000	22 000	23 000	123 000
Объем шара, см3	229,84	130,9	65,45	28,73	17,16	8,18	•—
Масса шара, г	1811	1031,5	9515,7	226,4	135,2	64,46	.—
Количество шаров на 1 т	552	999	1939	4417	7395	15513	—
Общее количество шаров	13 248	13 566	44 597	75 089	162 690	356 800	665990
5.11.	Формулы для расчета размеров мелющих шаров
Теоретический расчет максимального диаметра шаров производится по формуле Бонда [60]
где В —диаметр мелющего шара, дюйм; F — крупность зерен загружаемого материала, мкм (10-6 м); Wi — удельный расход энергии, кВт • ч/(кор. т) (1 кор. т=907 кг); Cs — частота вращения мельницы, % критической; S — объемная масса размалываемого материала, г/см3; D — внутренний диаметр мельницы, фут; К. — постоянная (при применении стальных шаров принимается равной 350 при мокром и 335 при сухом помоле в открытом нли замкнутом цикле).
Размеры мелющих шаров, рассчитанные по формуле Бонда, приведены в табл. 5.11.1.
127
При переходе в метрическую систему (В в мм, D в м) формула Бонда получает следующий вид [61]:
Диаметр мелющих шаров, определенный по формуле Бонда, служит для выбора шаров, ближайших по размеру из имеющихся в наличии. Если по расчету диаметр шаров получается меньше или равным 1 дюйму, то принимаются мелющие шары несколько большего размера. При большей крупности загружаемого материала требуются мелющие тела большего размера и наоборот. В зависимости от максимального теоретического диаметра шаров Бонд рекомендует для практического использования процентное соотношение шаров различных диаметров, приведенное в табл. 5.11.2.
Таблица 5.11.1. Определение диаметра мелющих шаров В
F	WI	S	cs	D	В
500	12	2,7	76	9,0	0,625
1 000	15	3,0	75	10,0	0,973
2 000	10	3,3	65	12,0	1,265
5 000	13	2,9	77	8,0	2,110
10 000	11	2,8	70	11,0	2,730
Таблица 5.11.2. Содержание шаров в мелющей загрузке, % по массе
Диаметр шаров, дюйм	Максимальный начальный Диаметр шаров, дюйм						
	4-/2 1	4	3‘/,	3	2'/2	2	Г/г
4V,	23,0						
4	31,0	23,0					
3V2	18,0	34,0	24,0				
3	15,0	21,0	38,0	31			
2V,	7,0	12,0	20,5	39	34		
2	3,8	6,5	11,5	19	43	40	
В/г	1,7	2.5	4,5	8	17	45	51
1	0,5	1,0	1,5	3	6	15	49
Итого,							
%	100,0	100,0	100,0	100	100	100	100
Кроме приведенных формул для определения размеров мелющих шаров разработаны еще другие формулы.
128
А. Эмпирическая формула Бонда:
в =
где В — диаметр мелющего шара, дюйм; F — размер, равный 80% от максимальной величины кусков материала, мкм; Wi — удельный расход энергии (индекс по Бонду) для загружаемого материала крупности F; Cs — частота вращения мельницы, % к критической; S •—плотность размалываемого материала; D — внутренний диаметр мельницы, футы; К — коэффициент, равный для стальных шаров 200.
Эта чисто эмпирическая формула может с успехом применяться для расчета необходимой величины шаров в некоторых процессах помола.
Б. Формула Касаткина для определения минимальной величины мелющих шаров [61а]:
^4min — Ап ах
1/ --°2_. 
V \,28EkD
где rfmax — максимальный размер частиц материала, загружаемого в мельницу, см; ст—прочность при сжатии материала, загружаемого в мельницу, кгс/см2; k — объемная масса мелющих шаров, г/см3; D — внутренний диаметр трубной мельницы, см; Е — модуль упругости материала, загружаемого в мельницу, кгс/см2.
/
В. Формула Пападакиса	'
Пападакис [61b] использует для определения максимального диаметра мелющих шаров опытную мельницу и полученные на ней результаты распространяет на производственную мельницу. При этом он исходит из того, что отношение кинетической энергии шаров, зависящей от массы шаров (пропорциональной d3), и высоты падения (пропорциональной О) к поперечному сечению максимального зерна в питании мельницы (пропорциональному квадрату размера кусков материала №) является константой, т. е.
—= —тг = const (k).
К? К22
Отсюда для расчета максимального диаметра шаров производственной мельницы получаем следующую формулу:
I Ki /	~ k D^13 ’
9—394
129
причем
k = ------—	= const*.
\ J
6.	Удельный расход энергии
Средний удельный расход энергии (индекс работы измельчения Wi) по Бонду для помола ряда материалов приведен в табл. 6.1.
Таблица 6.1. Удельный расход энергии на помол
Материал	Плотность, г/см3	Удельный расход энергии, кВт-ч/кор. т (0,907 т)
Боксит	2,38	9,45
Цементный клинкер	3,09	13,49
Цементная сырьевая смесь	2,67	10,57
Глина	2,23	7,10
Обожженная глина	2,32	7,43
Уголь	1,63	11,37
Доломит	2,82	11,31
Гипсовый камень	2,69	8,16
Известняк (для цемента)	2,68	10,18
Магнезит (намертво обожженный)	5,22	16,80
Песчаник	2,68	11,53
Топливный шлак	2,93	15,76
Доменный шлак	2,39	12,16
Удельный расход энергии (индекс Wi) представляет количество кВт-ч, необходимое для помола 1 кор. т. материала с теоретически неограниченной крупностью зерен до состояния, при котором через сито с ячейкой 0,10 мм проходит 80% материала. Удельный расход энергии (индекс Wi) по табл. 6.1 действителен для шаровых мельниц мокрого помола, работающих в замкнутом цикле. При сухом помоле в замкнутом цикле значения Wi для определения потребной работы по основной формуле Бонда (теория III) должны умножаться на 1,30 (см. пример 6.3.1).
* Для расчета средневзвешенного диаметра шаров dcP Старк (1932 г.) предложил формулу dcp = K/ У К, где К — средневзвешенный размер кусков материала, /С = 16 для D<3 м. Согласно Пироцкому, /('=11-т-20 в зависимости от размалываемости клинкера. (Прим, ред.)
130
6.1.	Индекс размалываемости по Хардгроуву
Индексы размалываемости Hg по Хардгроуву для различных материалов приведены в табл. 6.1.1 [62] (рост индекса означает облегчение размола).
Таблица 6.1.1. Индексы размалываемости различных материалов по Хардгроуву
Материал	Размалы-ваемость	Материал	Разма лы* ваемость
Цементная	сырьевая		Уголь (антрацит) из	
смесь из штата (США):		округа (США):	
Алабама	47	Карбон	30—33
Калифорния	79	Шьюлкил	33—53
Индиана	78	Уголь битуминозный из	
Канзас	120	штата (США):	
Миссури	93	Алабама	72—85
Нью-Джерси	_	67	Колорадо	44—47
Нью-Йорк	53—57	Огайо	57
Огайо	58	Пенсильвания, округ	58—71
Оклахома	63	Аллегейни	
Пенсильвания:		Полевой шпат	43
Филадельфия	84—95	Железная руда	38
Лехай Велли	64—74	Фосфат трехкальциевый	134
Вирджиния	50-54	Песок кварцевый	24—55
Вашингтон	43—79	Известь Известняк	105 54—78
Глина	97	Оксид железа	57
Цементный клинкер	30—50	Магнезит	44—64
С помощью индекса размалываемости по Хардгроуву можно определить удельный расход энергии по Бонду Wi, кВт-ч/кор. т (1 кор. т = 907 кг), по следующей формуле:
Wi == 435/Яд1’’91.
Индексы размалываемости по Бонду, Товарову, Хардгроуву и др., включаемые в расчет, получены в результате испытаний на специальных опытных мельницах. Опытные мельницы имели различные размеры и заполнялись мелющими телами, различающимися по количеству и по массе. Обычно помол проводили до определенного суммарного числа оборотов мельницы или испытуемый материал измельчали до определенной дисперсности, а затраченную энергию измеряли. Полученные результаты служат основой для установления индексов размалываемости. Описание всех методов испытаний не входит в задачу настоящей работы, поэтому мы здесь лишь перечисляем методы определения размалываемости: метод Леннокса; метод Джен-си; метод Герцога; метод Когхилла; метод Мэксона—Кэйде-
9*	131
на; метод ASTM; метод фирмы «Аллис Чалмерс»; метод Па-падакиса; метод Гросса — Циммерли; метод Цейзеля, применяющийся в основном в ФРГ1.
6.2.	Формула Старка
Формула Старка [63] позволяет определить оптимальное соотношение между крупностью загружаемого в мельницу материала и диаметром мелющих шаров и показывает, что наибольшая производительность мельницы по получению новой поверхности достигается при отношении наибольшего диаметра зерен загружаемого материала к квадрату диаметра мелющих шаров, равном 600Х10-8 (диаметры выражаются в мкм.).
Оптимальная величина этого соотношения зависит от физических свойств размалываемого материала.
Слегтен [64] считает, что при грубом помоле применение мелющих шаров различного размера дает лучшие результаты, чем использование шаров одинакового диаметра. При тонком помоле, наоборот, лучший результат дают шары одинакового диаметра.
6.3.	Мощность, потребляемая мельницами
I.	Мощность, потребляемая шаровой мельницей, при оптимальном заполнении мелющими телами и рациональной часто-те-вращения может быть приближенно определена по следующей эмпирической формуле:
Р = 12,50, где Р — мощность, потребляемая мельницей, л. с.; G — общая масса мелющих тел, кг.
II.	Более точные результаты дает эмпирическая формула Бланка:
P = cgVd,
где Р—мощность, потребляемая мельницей, л.с.; с — коэффициент, учитывающий тип мелющих тел и коэффициент заполнения мельницы (табл. 6. 3. 1); О — общая масса мелющих тел, т; D — внутренний диаметр мельницы, м.
Таблица 6.3.1. Значения коэффициента с (в формуле Бланка)
Мелющие тела	Коэффициент заполнения мельницы				
	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5
Крупные стальные шары (4>60мм) Мелкие стальные шары (rf<60 мм) Цильпебс Стальные мелющие тела (в среднем)	11,9 11,5 11,1 11,5	11,0 10,6 10,2 10,6	9,9 9,5 9,2 9,53	8,5 8,2 8,0 8,23	7,0 6,8 6,0 6,8
1 См. ссылку [2] в списке дополнительной литературы. (Прим, ред.)
132
III.	Мощность, потребляемая мельницей, может определяться по формуле Бонда или по третьей теории измельчения основная формула этой теории
lOlTt IQITt
Vp /7
где W— количество кВт-ч на 1 кор. т размалываемого материала; F-—крупность материала перед помолом при 80%-ном проходе через сито, мкм; Р — крупность материала после помола при 80%-ном проходе через сито, мкм;. Wi — удельный расход энергии (см. табл. 6.1).
Пример 6.3.1. Определить затраты энергии на помол на цементном заводе производительностью 400 тыс. кор. т в год с одной технологической линией. Принимая, что в году 333 рабочих дня, получаем выпуск цемента-1200 т в день; если в сутках 22 рабочих часа, выпуск цемента в 1 ч равен 54,5 т. Шихта помола — гипс 1200-0,04=48 т, клинкер 1152 т. Количество-сырьевой муки, обрабатываемое в день,— 1152-1,60 = 1843 т. Выпуск сырьевой муки: 1843 : 22 = 84 т/ч.
При сухом помоле индекс работы измельчения по Бонду для цементной сырьевой муки равен 10,57-1,30=13,74.
Размер частиц сырьевой смеси, загружаемых в мельницу, при 80 %-ном-проходе через сито с ячейкой размером 3/8 дюйма равен 9525 мкм = Л Размер частиц размолотого материала при 80%-ном проходе через сито 200 меш (размер ячейки) =74 мкм=Р. После подстановки в формулу Бонда получим
10-13,74	10-13,74	Л	,
Г =----:— = 15,97— 1,40 = 14,57 кВт-ч/т.
У 74	V9525 '
При производительности 84 т/ч для привода мельницы требуется мощность 84-14,57=1224; 1224-1,341 = 1641 л. с. Мощность двигателя зависит от к. п. д-привода мельницы.
Крупность зерен клинкера равна 9/16 дюйма=14,3 мм, или Р=14 300 мкм..
Клинкер должен быть размолот в стандартный цемент (тип I по ASTM) с удельной поверхностью по Блейну 3100 смуг; это соответствует 80%-ному проходу через сито частиц размером 37 мкм, Р=37 (см. табл. 6.4.1).
Индекс работы измельчения при помоле клинкера равен 13,49-1,30 (коэффициент сухого помола) = 17,53.
По формуле Бонда
10-17,53
№ =--------
V 37
10-17,53
V14 300
= 28,83— 1,46 = 27,37 кВт-ч/т.
С учетом коэффициента тонкого помола (см. ниже) получаем 27,37Х XI,113 = 30,4 кВт-ч/т.
При производительности 54,5 т/ч получим мощность, необходимую для1 работы мельницы: 54,5-30,46=1660 кВт; 1660-1,341 = 2246 л-с. Рабочая мощность двигателя зависит от к. п. д. привода мельницы.
Коэффициент тонкого помола (в формуле Бонда) определяется по эмпирической формуле
1 Первой теорией измельчения считают так называемую «поверхностную» теорию, предложенную Риттингером (1867 г.). Второй теорией считают объемную или весовую теорию, предложенную Киком (Ф. Кик. Закон пропорционального сопротивления и его применение, Лейпциг, 1885). Третьей является теория, основанная на индексе работы измельчения Бонда (F. С. Bond. Third1 Theory of Comminution — Mining Engineering, May 1952).
133-
P+10,3
1 - 1,145P ’
На этот коэффициент умножается удельный расход энергии, если крупность Р 80% материала после размола меньше 70 мкм.
Коэффициент тонкого помола выведен из опытов по тонкому измельчению цементного клинкера и применим при сухом помоле вплоть до значения 15.
6.4.	Удельная поверхность и размер частиц
(для формулы Бонда)
В табл. 6.4.1 приведены приближенные размеры частиц (размер в мкм ячеек сита при 80%-ном проходе через сито измельченного материала), которые соответствуют заданной удельной поверхности по Вагнеру и Блейну. Кроме того, в таблице приведен коэффициент тонкого помола Ai для различного размера частиц продукта помола Р. Показатель поверхности по Вагнеру относится к показателю по Блейну, как 1 : 1,8.
Таблица 6.4.1. Удельная поверхность и коэффициент тонкого помола
Удельная поверхность по Вагнеру, см2/ г	Удельная поверхность по Блейну, см2/г	Размер частиц при 80%-ном проходе через снто Р, мкм	Коэффициент тонкого помола Ai
1400	2520	62,4	1,018
1500	2700	53,6	1,040
1600	2880	45,7	1,070
1700	3060	40,7	1,094
1750	3150	37,6	1,113
1800	3240	36,3	1,121
2000	3600	28,2	1,192
2500	4500	18,0	1,373
3000	5400	12,0	1,623
6.5.	Пересчет расхода энергии для помола в открытом цикле
Пересчет для помола в открытом цикле как при мокром, так и при сухом способах помола выполняется путем умножения значения W (из формулы Бонда), определяющего затраты
Таблица 6.5.1. Коэффициенты увеличения энергозатрат при помоле в открытом цикле (по сравнению с замкнутым)
Проход через контрольное снто. %	Коэффициент для помола в открытом цикле	Проход через контрольное снто, %	Коэффициент для помола в открытом цикле
50	1,035	90	1,40
60	1,05	92	1,46
70	1,10	95	1,57
80	1,20	98	1,70
134
энергии при помоле в замкнутом цикле, на коэффициент, учитывающий особенности помола в открытом цикле. Этот коэффициент зависит от процента прохода через сито.
В табл. 6.5.1 приведены коэффициенты для расчета энергозатрат на помол в открытом цикле с учетом прохода (в %) измельченного материала через контрольное сито.
6.6.	Производительность шаровых мельниц
6.6.1 Формула Товарова. Товаров [41] предложил следующую формулу для расчета производительности шаровых мельниц:
cibc 1 г -и / G
Q = q----6,7КУ£>1/ —,
4 1000	V V
где Q — производительность мельницы, т/ч; q — удельная производительность-.мельницы в кг на 1 кВт-ч расходуемой энергии прн 10%-ном остатке на сите, имеющем 4900 ячеек/см2; принимается удельная производительность 401 кг/кВт-ч; а — коэффициент размалываемости (табл. 6.6.1); b — поправочный, коэффициент для учета тонкости помола (см. табл. 6.6.3); с — коэффициент, учитывающий тип мельницы (см. табл. 6.6.4); V — объем помольной камеры, м3; D — внутренний диаметр мельницы, м; G — масса мелющих тел, т.
Таблица 6.6.1. Коэффициент размалываемости (к формуле Товарова)
Размалываемый материал	Коэффициент а
Клинкер вращающихся печей Клинкер автоматических шахтных печей Гранулированный доменный шлак Мел	..  Глина Мергель Известняк Кварцевый песок Уголъ	1,00 1,15—1,25 0,55—1,10  3,70 3,00—3,50 1,40 1,20 0,6—0,7 0,8—1,6
Таблица 6.6.2. Коэффициент размалываемости клинкера
Содержание в клинкере двухкальциевого силиката, %	Коэффициент размалываемости а	Содержание в клинкере двухкальциевого силиката, %	Коэффициент размалываемости а
5	1,10	25	0,88
10	1,05	30	0,82
15	1,00	35	0,72
20	0,95	40	0,70
Коэффициент размалываемости по Товарову показывает, во сколько раз повышается или понижается производительность
135.
Таблица 6.6.3. Коэффициент тонкости помола (к формуле Товарова)
Остаток на сите (4900 ячеек на 1 см2), %
Коэффициент Ъ
Остаток на снте (4900 ячеек на 1 см2), %
Коэффициент b
2
3
4
5
6
7
8
9
10
0,59 0,65 0,71 0,77 0,82 0,86 0,91 0,95
1,00
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
1,04 1,09
1,13 1,17 1,21
1,26 1,30 1,34
1,38 1,42
Таблица 6.6.4. Значения корректирующего коэффициента
•Режим работы	Тип мельницы	Значения с
Открытый цикл .Замкнутый цикл	Многокамерные мельницы (3— 4 камеры) Двухкамерные мельницы Мельница с воздушным сепаратором	1,о 0,9 1,3—1,5
мельницы по отношению к помолу клинкера вращающихся печей, размалываемость которого принята за единицу; это означает, что мельница производительностью 30 т клинкера в 1 ч при помоле мергеля будет иметь производительность 30X1,4 = = 42 т/ч, а при помоле кварцевого песка — 30X0,6=18 т/ч.
Коэффициент размалываемости самого клинкера зависит от •его минералогического состава и прежде всего —от содержания в клинкере двухкальциевого силиката; чем выше содержание 2CaO-SiO2, тем труднее размолоть клинкер.
В табл. 6.6.2 [66] приведены различные значения коэффициентов размалываемости а клинкера вращающихся печей в зависимости от содержания двухкальциевого силиката (для формулы Товарова).
На размалываемость клинкера также влияет продолжительность его хранения. Свежий клинкер труднее размолоть, чем клинкер, хранившийся около 2—3 недель. Срок хранения изменяет коэффициент размалываемости а в пределах от 0,9 до 1,15.
Для учета тонкости помола применяют коэффициент 6; значение этого коэффициента зависит от остатка размалываемого материала на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2 и при 10% остатка принимается равным единице. В табл. 6.6.3 приведены значения b в зависимости от остатка на сите.
136
Пример 6.6.1. Расчет по формуле Товарова.
Определим часовую производительность многокамерной мельницы, работающей по сухому способу в открытом цикле; размалываемый материал состоит из 70% известняка и 30% мергеля. Тонкость помола соответствует 6%-остатка на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2. Размеры мельницы: 0=2 м, 7 = 13 м, J/=41 м3. Масса мелющих тел 0 = 46 т.
Коэффициент размалываемости а = 0,70-1,20+0,30-1,40= 1,26. Коэффициент тонкости помола Ь: при 6% остатка на сите с числом ячеек 4900 на 1 смг 6 = 0,82. Коэффициент, учитывающий тип мельницы, с=1.
ыкг/квт- ч
Рис. 6.1. Кривая размалывает мостн клинкера вращающихся печей при оптимальных энергозатратах
Q — удельная производительность; S—удельная поверхность по Блейну
О 1000 2000 3000 0000 $,сц1/г’
Решение:
1,26-0,82-1,0 fl<- . /~ 46 п , О = 40------------- 6,7-41 V 2 • I/ —— =17,0 т/ч.
4	1000	У 41
6.6.2.	Формулы Якоба [67]. С целью оценки работы измельчения в трубных мельницах Якобом предложены формулы для1 расчета производительности (пропускной способности) трубных мельниц и определения так называемого уровня производительности. Этот уровень производительности мельницы относится к. определенной удельной поверхности готового продукта (по-Блейну) в см2/г, поскольку от нее в наибольшей степени зависит работа измельчения. Удельная производительность при помоле цементного клинкера в кг/кВт-ч найдена с учетом результатов практических испытаний и составляет, например,. 40 кг/(кВт-ч) при удельной поверхности по Блейну 2650 см2/г (рис. 6.1). Для расчета рабочего объема мельницы принимается, что удельная пропускная способность мельницы равна 0,2 т/(м3-ч) при внутреннем диаметре DMb траектории среднего мелющего тела, равном 1 м (т. е. для «единичной мельницы»)1.
Для расчета удельной производительности по кривой размалываемости (см. рис. 6.1) используют удельную поверхность ПО' Блейну для готового продукта. Исходная удельная производительность, равная 40 кг/(кВт-ч), делится на удельную производительность а (см. формулу), взятую по кривой размалываемости. По формуле уровня производительности могут быть-рассчитаны трубные мельницы всех типов и размеров. Опти
1 О показателях работы мельниц, введенных Якобом, см. ссылку [2] в списке дополнительной литературы, с. 425—427. (Прим, ред.)
137
мальный уровень производительности, принимаемый равным 100, достигается в том случае, когда удельная производительность мельницы становится равной удельной производительности по кривой размалываемости при одинаковой поверхности по Блейну, а также если производительность мельницы удовлетворяет условиям формулы Якоба.
Для определения уровня производительности Якобом предложена следующая формула:
200007.0^
а для расчета полной производительности (пропускной способности) мельницы—
М>аРмУ
При Afz= 100
ЮОаП w V
L = 20000DMb ’
где Mz — уровень	производительности при помоле в открытом цикле; L
производительность мельницы, т/ч; а — удельная производительность по кривой размалываемости в зависимости от удельной поверхности по Блейну, готового материала, кг/(кВт-ч); DMb—диаметр «единичной мельницы», равный 1,0 м; Dm —средний диаметр траектории мелющих тел, м; V— рабочий объем мельницы, м3.
Пример 6.6.2. В двух одинаковых многокамерных мельницах размером 2,4X13 м производится помол клинкеров с различной размалываемостью. Удельная производительность первой мельницы равна 35,6 кг/(кВт-ч), а второй— 28,4 кг/(кВт-ч). У каждой мельницы толщина броневых плит равна '0,06 м; £>м = 2,40—2-0,06 = 2,28 м; V=53 м3. Найти производительность каждой мельницы при уровне производительности, равном 100.
Первая мельница:	-
	100-35,6-2,28-53 L =	= 21,5 т/ч; 20 000-1,0 20 000-21,5-1,0 Мг = 			= 100. 35,6-2,28-53
Вторая мельница:	100-28,4-2,28-53 L =	’	1	= 17,15 т/ч;	: 20 000-1,0	’	> 20000-17,15-1,0 /И2 = •— 			= 100. 28,4-2,28-53
Таким образом, обе мельницы имеют одинаковый уровень производнтель-ности по Якобу и совершают равную работу измельчения. Такой вывод применим для работы как в открытом, так и в замкнутом циклах.
Пример 6.6.3. Одна из мельниц, приведенных в примере 6.6.2, используется для помола клинкера вращающихся печей до удельной поверхности 3000 см2/г по Блейну. В соответствии с приведенной выше кривой размалы-ваемости этому соответствует удельная производительность 35 кг/(кВт-ч).
138
Работа измельчения должна соответствовать оптимальному уровню производительности, равному 100.
Требуется определить производительность в т/ч, потребляемую мощность, и мощность двигателя в кВт.
Решение:
М aDMV 100-35-2,28-53
L = ---------— =----------------=21,15 т/ч;
20 0000^	20 000-1,0
1000
21,15-----= 605 кВт.
35
При к. п. д. привода помольной установки, равном 0,97, получаем требуе-мук> мощность двигателя
——==625кВт, или 625-1,36 = 850 л. с.
0,97	,
6.7. Затраты энергии в различных помольных установках Затраты энергии на помол приведены в табл. 6. 7. 1.
Таблица 6.7.1. Затраты энергии иа помол
Схема помола	Доля энергии, %, на	
	мельницу	вспомогательные установки
Многокамерная мельница	94	6
Мельница, работающая в замкнутом	83	17
цикле Мельница с пневмотранспортом	62	' .	38
4
7.	Мелющие шары
7.1.	Параметры мелющих шаров
Т а б ли ц а 7.1.1. Параметры мелющих шаров
Диаметр шаров, мм	Масса одного шара, кг	Число шаров на 1009 кг	Масса 1 м8 мелющих шаров, кг	Поверхность одного шара, см2	Поверхность на I т шаров, м2
100	4,115	243	4560	314	7,6
90	2,994	334	4590	254	8,5
80	2,107	. 474	4620	201	9,5
70	1,410	709	4640	154	11,0
60	0,889	1125	4660	113	12,7
50	0,514	1946	4708	78	15,2
40	0,263	3802	4760	. 50	19,0
30	0,111	9009	4850	28	25,0
139
7.2.	Химический состав материала мелющих шаров
Таблица 7.2.1. Химический состав материала мелющих шаров, %
Элемент	Углеродистая сталь			Легированная сталь		
	диамет			р шаров, дюйм		
	0,75; 0.87; 1; 1,25	2,0; 2,5	3,0; 3,5; 4,0; 5,0	1,5	2,0; 2,5	3,0; 3,5; 4.0
Углерод	0,45— 0,55	0,55— 0,70	0,65— 0,85	0,65— 0,75	0,65—0,80	0,74—0,85
Марганец	0,50— 0,90	0,50— 0,90	0,60— 0,90	0,25— 0,50	0,60—0,90	0,60—0,90
Фосфор	0.950	0,050	0,050	0,040	0,040	0,040
Сера	0,050	0,050	0,050	0,050	0,050	0,050
Кремний	Макс. 0,30	Макс. 0,30	Макс. 0,30	0,15— 0,30	0,15—0,30	0,15—0,30
Хром	—	—	—	0,45— 0,60	0,45—0,60	0,50—0,65
Молибден	—	—'	—	0,15— 0,25	0,15—0,25	0,15—0,25
7.3.	Твердость мелющих шаров из легированной закаленной стали
Твердость по Бринелю BHN и по Роквеллу Rc в различных зонах мелющих шаров (рис. 7.1) в зависимости от диаметра шара приведена в табл. 7.3.1 (микроструктура — отожженный мартенсит).
Рис. 7.1. Твердость мелющих шаров в различных зонах
Т а б л иц а 7.3.1. Твердость мелющих шаров в различных зонах
Диаметр, дюймы			2		2'Л		3		37г		4	
Твердость	BHN	«с	BHN	«с	BHN		BHN		BHN		BHN	
А	620	58	620	58	607	58	601	57	583	56	583	56
В	620	58	618	58	607	58	601	57	583	56	583	56
С	614	58	614	58	607	58	597	57	580	56	566	55
D	601	57	601	57	601	57	590	57	578	56	555	55
.140
7.4.	Износ металла при помоле
При сухом способе помола расход энергии на единицу массы размалываемого материала на 30% выше, чем при мокром способе, и, кроме того, необходим больший рабочий объем мельницы [69а].
В ФРГ при сухом способе помола затраты на энергию принимают на 10% выше, чем при мокром способе [69b].
Однако более высокий износ металла (мелющих тел и броневых плит) при мокром способе помола по стоимости равноценен повышенным затратам энергии при сухом способе.
При сухом способе помола цементных сырьевых смесей на броневых плитах и мелющих шарах образуется защитный слой измельченного материала. Абразивное воздействие цементной сырьевой смеси значительно ниже абразивного воздействия цементного клинкера. Износ футеровки сырьевых мельниц в настоящее время не является острой проблемой, так как броневые плиты могут эксплуатироваться очень долго и повышение срока их службы не оказывает существенного влияния на стоимость помола [70].
Стоимость износа металла при сухом способе помола составляет около 30—40% стоимости износа при мокром способе помола одинакового материала.
Механохимические реакции. При мокром помоле основной причиной износа является растворение металла в воде. Вода воздействует на свежеобразованные металлические поверхности шаров и бронеплит. Эти чистые металлические поверхности быстрее подвергаются корродирующему воздействию воды при работе мельницы, чем в нерабочем состоянии.
При растворении железа в воде образуется гидроксид железа. Одновременно при разложении воды во время мокрого помола выделяется водород. При кислой реакции воды скорость растворения железа возрастает. При значении рН<5 растворение железа резко ускоряется [71].
Беке [72] также отмечает механохимические явления в процессе помола. При длительном помоле цемента в нем наблюдается повышение содержания СО2; если в начале помола углекислый газ отсутствует, то через 2 ч содержание СОг составляет 2,7%, а через 20 ч—4,6%. Это указывает на карбонизацию извести.	:
7.5.	Скорость износа мелющих шаров
Скорость износа мелющих шаров при помоле цементного сырьевого шлама и сухого цементного клинкера приведена в табл. 7.5.1 [73, 74].
141
Таблица 7.5.1. Скорость износа мелющих шаров
Материал мелющих шаров	Твердость		Скорость износа, г/сут, на 100 см2 поверхности шаров, прн помоле	
	по Роквеллу	по Бринелю	сухом	мокром
Нержавеющая сталь 440С	62—64	688—722		0,00181
Литой легированный белый	55—60	546—613	0,000011	0,00220
чугун				
Науглероженная сталь 5165	61	670	0,000011	0,00232
Сталь 5165, науглерожен-	59	599	0,000066	—
нал под давлением				
Сталь 5165	47-51	442—487	0,000181	—
Обычная кованая сталь	57—62	575-688	0,000217	0,00243
1095				
Сталь 1060	63	705	—	0,00243
»	1095	. .	52-60	508—613	0,000237		
»	52100	63—65	705—739	0,000265		
»	1095	65—66	739	0,000314		
»	1095	59—60	599—613	0,000356		
»	1045	58—60	587—613	0,000365	—
Литой белый чугун	49—50	464—475	—	0,00314
Нержавеющая сталь 440С	31—33	294—311	—	0,00336
Науглероженная сталь 5165	24	247	—	0,00399
Химический состав проб мелющих шаров (см. табл. 7. 5. 1) приведен в табл. 7.5.2.
Таблица 7.5.2. Химический состав мелющих шаров
Химический элемент		Кованая сталь 1095	Модифицированная кованая сталь 1060	Кованая сталь 1045	Кованая сталь 52 100	Кованая сталь 5165	Нержавеющая сталь 440 С	Литой хромо-, никелевый сплав	Сплав с низким содержа^ иием хрома
	С	1,01	0,61	0,46	1,01	0,65	1,05	3,11	2,80
	р	0,017	0,017	0,015	0,025	0,045	0,030	0,116	0,097
	S	0,040	0,051	0,025	0,015	0,029	0,028	0,116	0,112
	Si	0,25	0,08	0,19	0,27	0,37	0,34	0,53	0,37
-4	 Сг	Следы	0,08	—	1,45	0,90	17,03	1,45	0,67
	Си	0,07	0,36	—	.—	—	—.	0,27	0,31
	Мп	0,34	0,37	0,65	0,40	1,02	0,48	0,23	0,60
	Мо	0,05	<0,05	—	-—	—	0,20	0,07		
	Ni	Следы	0,11	—	-—	—	0,28	3,26	Следы
7.6.	Измельчение с помощью сплава «Нихард»
Сплав «Нихард» представляет собой белый чугун с низким содержанием кремния, легированный 2% хрома и 4% никеля (табл. 7. 6. 1).
142
Таблица 7.6.1. Химический состав сплава «Нихард»
Химический элемент	«Нихард I», % по массе	«Нихард II», % по массе
с	3,0—3,60	Макс. 2,90
Si	0,40—0,80	0,40—0,80
Мп	0,30—1,00	< 0,30—1,00
S	Макс. 0,15	; Макс. 0,15
Р	Макс. 0,30	Макс. 0,30
Ni	3,30—4,80	.  3,30—5,00
Сг	1,50—2,60	1,40—2,40
Мо	0—1,40	0—0,40
Этот сплав устойчив к износу при истирании и скольжении или при реактивном действии газовой струи1, однако слабее сопротивляется ударным воздействиям.
Выпускается сплав «Нихард» двух типов: «Нихард I» — обычного типа, устойчивый к износу под действием трения и газовой струи, но менее устойчивый к износу при действии ударных нагрузок; «Нихард II» — с повышенным сопротивлением ударным и изгибающим нагрузкам [75].
Мелющие шары из сплава «Нихард» обычно выпускаются диаметром до 60 мм; их срок службы в четыре раза выше, чем срок службы кованых и закаленных стальных шаров [76].
7.7.	Линейная скорость износа хромомолибденовых сталей [77]
Уменьшение диаметра мелющих шаров при помоле (мокрым способом) цементного сырьевого шлама составляет от 1 до 4 мкм/ч, а уменьшение диаметра мелющих шаров при помо-
рие. 7.2. Уменьшение диаметра мелющих шаров после 700 ч эксплуатации [78]
D — диаметр мелющих шаров
ле цементного клинкера — от 0,1 до 0,4 мкм/ч. Для сравнения укажем, что диаметр мелющих шаров при мокром помоле руды, богатой кварцем, уменьшается на 4—11 мкм/ч.
7.7.1.	Удельный износ. При применении обычных нелегированных материалов удельный износ принимается равным около
1 Поверхность материала подвергается износу под абразивным воздействием твердых частиц, летящих в газовой струе. Такой износ может возникать вдоль поверхности материала, перпендикулярно и под углом к ней.
143
Таблица 7.7.2.1. Снижение удельного износа мелющих тел с 1958 по 1971 г.
	До 1960 г.	1966 г.	1971 г.
Износ обычной углеродистомарганце-вой стали, г/т цемента	100	—	—
Износ высокопрочной стали, г/т цемента	—	100	50
Затраты на восстановление износа, %	100	20	10
Экономия, %	—	80	90
1000 г на 1 т цемента, в том числе 850 г/т приходится на мелющие шары и 150 г/т — на плиты футеровки.
7.7.2.	Меры по снижению удельного износа мелющих тел. Уже к 1955 г. было установлено, что применение соответствующих легирующих добавок может значительно снизить удельный износ мелющих тел. В табл. 7.7.2.1 показано снижение удельного износа мелющих шаров цементных мельниц в течение 1958—1971 гг. при производстве обыкновенного цемента типа I ASTM [78].
7.7.3.	Износ износоустойчивых мелющих шаров (7?с = 59) в цементных мельницах открытого цикла. Удельный износ таких мелющих тел колеблется от 15 до ПО г/т цемента, независимо от содержания хрома в материале шаров. Это связано с различной термообработкой мелющих тел. В табл. 7.7.3.1 приведено сопоставление величин износа мелющих тел твердостью 59 Rc (примерно 600 BHN), изготовленных различными фирмами.
Таблица 7.7.3.1. Удельный износ мелющих тел, изготовленных различными фирмами
Поставщик мелющих тел	А	В	С	D
Содержание хрома, %	12	12	17	12
Продолжительность использования мелющих	3933	3410	5190	4480
тел, ч Количество размолотого цемента, 103 т	93,6	78,2	119,4	103,1
Удельный износ мелющих тел, г/т	65	77	15	НО
Таблица 7.7.4.1. Износ материала при помоле угля
Способ помола	Масса мелющих тел, кг. на 1 т угля	Масса футеровочных плит, кг на 1 т угля	Масса изношенного материала, кг, на 1 т угля
Совмещение сушки с помолом	0,28	0,07	0,35
Раздельные сушка и помол	0,11	0,02	0,13
144
Таблица 7.7.5.1. Износ мелющих шаров высокой твердости в цементных мельницах
Материал	Износ. г/т цемента	Износ, г/кВт-ч	Вид клинкера
Кованые шары,	37	3,91	Клинкер мокрого способа про-
В//У=600	19	2,1/	изводства
	90	8,71	Клинкер мокрого способа про-
	60	6,0/	изводства (различный)
Литые шары R.c =	40	2,9	Клинкер мокрого способа про-
= 54; ВЯМ=550			изводства со шлаком
	56	5,3	Клинкер мокрого способа про-
			изводства
	50	5,0	Клинкер мокрого способа про-
			изводства н клинкер Леполь
7.7.4.	Скорость износа нелегированных материалов в угольных мельницах (табл. 7.7.4.1).
7.7.5.	Удельный износ мелющих шаров высокой твердости в цементных мельницах [79] (табл. 7.7.5.1).
7.7.6.	Износ материала в г/кВт-ч. В табл. 7.7.6.1 даны величины износа мелющих шаров и броневых плит в г/кВт-ч (Сур-ман [80]).
Таблица 7.7.6.1. Износ мелющих тел и броневых плит трубных мельниц
Размалываемый материал	Износ. г/кВт-ч	
	мелющих тел	футеровочных плит
Сырье	5—15	1,0—4,0
Уголь	1—10	0,5—2,5
Клинкер	20—40	1,5—5,0
7.7.7.	Износ мелющих тел и броневых плит, применяющихся в советской цементной промышленности [81] (табл. 7.7.7.1).
Таблица 7.7.7.1. Износ материала мельниц при помоле цемента (СССР)
Размалываемый материал	Износ, кг, на 1 т цемента	
	мелющих шаров	броневых плит
Уголь	0,3	0,04
Мергель	0,5	0,05
Известняк	0,8	0,10
Клинкер шахтных печей	0,7	0,10
Клинкер вращающихся печей	0,8	0,12
Смесь клинкера и доменного шлака при	1,0	0,15
помоле шлакопортландцемента		
10-394
145
7.7.8.	Износ материалов в шведской цементной промышленности. Нареди [82] определил величину износа мелющих тел, которые применяются на цементных заводах концерна «Сканска цемент» (Швеция). Обычно используются кованые и закаленные мелющие шары шведского производства твердостью около 600 BHN. Цильпебс изготовляется из специальных отливок. Размалываются клинкер и гипс без других добавок. Износ мелющих шаров фирмы «Сканска цемент» приведен в табл. 7.7.8.1.
Таблица 7.7.8.1. Износ мелющих шаров фирмы «Сканска цемент»
Характеристика	Многокамерная мельница—помол в открытом цикле	Помол в замкнутом цикле
Завод А		
Количество размолотого цемента, т	1 386 000	710 000
Удельная поверхность по Блейну, см2/г	3 070	2 990
Износ, г/т:		
шаров	45	41
цильпебса	117	159
ИТОГО	162	200
Общий износ, г/(кВт-ч)	4,4	5,9
Завод В		
Количество размолотого цемента, т	1423 000	1 134 000
Удельная поверхность по Блейну, см2/г	3310	3 450
Износ, г/т:		
шаров	,	226	169
цильпебса	82	4
ИТОГО	’ 308	173
Общий износ, г/(кВт-ч)	8,4	4,7
7.7.9.	Зависимость износа броневых плит от диаметра мельниц. Детмер [83] установил, что с увеличением диаметра мельницы снижается износ броневых плит на 1 т размалываемого материала. При увеличении диаметра производительность мельницы возрастает в степени 2,6, в то время как поверхность броневых плит находится в линейной зависимости от диаметра мельницы. На условном примере можно показать, что удельный износ броневых плит мельницы диаметром 3,95 м составляет около 52% износа плит мельницы диаметром 2,90 м. Однако последующее обсуждение свидетельствует, что это утверждение не совсем правильно.
Действительно, с увеличением диаметра.мельницы уменьшается отношение поверхности плит к производительности и к массе шаров загрузки. В результате работа измельчения мате
146
риала только мелющими телами возрастает, а полезная работа взаимодействия между мелющими шарами и плитами снижается. Это может привести к снижению удельного износа плит и одновременному повышению износа шаров. Такой тенденции противодействует значительное давление на футеровку, возникающее в крупных мельницах.
Бернутат [54а] показал, что износ плит в конечном счете пропорционален энергии, приходящейся на каждую единицу поверхности бронефутеровки. Независимо от частоты вращения и коэффициента заполнения мельницы часть энергозатрат, расходуемая на износ бронефутеровки, остается неизменной.
Бернутат разработал следующую формулу для определения износа футеровочных плит:
д.И = kd'^51,
где ДМ — износ футеровочных плит; k — постоянная; d — диаметр после t часов эксплуатации.
Из этой формулы видно, что с возрастанием диаметра мельницы износ облицовочных плит увеличивается в степени 1,5.
8.	Приводы мельниц
До настоящего времени нет единого мнения о превосходстве одних типов приводов трубных мельниц над другими, например центрального привода над периферическим с венцовой и подвенцовой шестернями, в отношении коэффициента полезного действия. Для одинаковых мельниц к. п. д. приводов обоих типов может достигать 98 или 97% в зависимости от их конструкции. Однако капитальные затраты на центральный привод на 50—60% превышают затраты на периферический для мельниц одинакового размера. Такой вывод сделан на основе американских цен. По данным Шреблера [84], различие в стоимости рассматриваемых приводов еще значительнее. В противоположность этому Экл [86а] считает, что затраты на центральный привод только на 5—20% превышают затраты на привод с венцовой шестерней. В настоящее время выпускаются венцо-вые шестерни диаметром до 12 м с шириной зуба до 1,1 м. С помощью венцовой шестерни можно передавать мощность до 3000 кВт [84—86]. Фирма «Гумбольдт-Ведаг» в 1977 г. выпустила новый тип привода для трубной мельницы; привод имеет венцовую и две приводные шестерни и рассчитан на мощность до 6700 кВт [84а].
8.1.	Конструкции центральных приводов
Различные типы конструкций центрального привода схематически представлены на рис. 8.1 —8.4 [87].
10*
147
На рис. 8.1 показана двухступенчатая двухходовая передача с одним приводным двигателем, а на рис. 8.2 — двухступенчатая двухходовая передача с двумя двигателями. В целях экономии места может выполняться вариант, изображенный штриховыми линиями. На рис. 8.3 показана трехступенчатая двухходовая передача с двумя приводными двигателями; первая и вторая ступень являются планетарными передачами.
Рис. 8.1. Центральный привод трубных мельниц; двухступенчатая двухходовая передача с одним приводным двигателем 1 — мельница; 2 — двигатель
Рис. 8.2. Центральный привод трубных мельниц; двухступенчатая двухходовая передача с двумя приводными двигателями
1 — мельница; 2 — двигатель
Рис. 8.3. Центральный привод трубных мельниц; трехступенчатая двухходовая передача с двумя приводными двигателями
1 — мельница; 2 — планетарная передача; 3—двигатель; 4— разгрузочное устройство мельницы
Рис. 8.4. Центральный привод трубных мельниц; трехступенчатая двухходовая передача с одним приводным двигателем
1 — мельница; 2 — разгрузочное устройство; 3 — двигатель
На рис. 8.4 показана трехступенчатая двухходовая передача с одним приводным двигателем.
8.1.1.	Центральный привод с двухступенчатой планетарной передачей (фирма «Мааг-Цанредер», Цюрих, Швейцария). Этот центральный привод разработан специально для шаровых мельниц.
148
При осевом соединении деталей машин температурные удлинения воспринимаются без деформации корпуса и без повреждений контактной поверхности зубьев (телескопический эффект). Изменения положения фланцев мельницы воспринимаются зубчатой муфтой и торсионным валом.
Тройная планетарная приводная система с центральным колесом без опорной системы, имеющим три зубчатых зацепления,
Рис. 8.5. Центральный привод с передачей, воспринимающей без повреждений температурные деформации
обеспечивает надежное и равномерное распределение крутящего момента.
Небольшие плоские опорные поверхности корпуса, возможность своевременной регулировки осей планетарного механизма, подвешенных к эксцентриковым обоймам, и соответствующая шлифовка зубчатых зацеплений служат гарантией полноты контакта зубьев по всей высоте. Могут применяться подшипники качения и подшипники скольжения. Преимуществом последних является неограниченный срок службы, малый риск повреждения зубьев при дефектах подшипника и возможность быстрого ремонта.
Осевая штекерная конструкция соединения предотвращает опасность самопроизвольного развинчивания гаек или болтов на вращающихся деталях планетарного механизма.
В зависимости от наружной температуры автоматически регулируется температура передачи с помощью системы смазки.
Подключение вспомогательных приводов позволяет легко осуществлять все необходимые операции, медленное и прерывистое вращение, а также остановки в любом заданном положении.
149
Передаточное число двухступенчатой планетарной передачи позволяет использовать стандартный двигатель, имеющий частоту вращения до 1000 об/мин и высокий к. п.д. Коэффициент полезного действия асинхронного двигателя возрастает при повышении частоты вращения и мощности. Планетарная пере-
Рис. 8.7. Центральный привод с осевым соединением механизмов
Л — мельница; В— разгрузочное устройство; С — зубчатое соединение с торсионным валом и ограничением осевых перемещений; D — планетарная передача; Е — зубчатое соединение с вкладышем и ограничением осевых перемещений; F — электродвигатель; G — планетарная ось 2-н ступени; Я— планетарная ось 1-й ступени; / — центральная шестерня 1-й ступени; Л/ — контрольный зазор при монтаже планетарной передачи; К2 — контрольный зазор между двигателем и передачей при монтаже; КЗ — контрольный зазор при монтаже электродвигателя
дача с закаленными и шлифованными соединениями центрального колеса с планетарными шестернями при полной нагрузке имеет к. п. д. около 98,9%. По данным заводов-изготовителей, это значение получено при точных измерениях на планетарной передаче мощностью 7500 л. с. Закаленные и шлифованные зубчатые соединения, а также подшипники скольжения работают без износа.
В зависимости от способа опирания и температурных деформаций различают три типа опор Д—L3 (рис. 8.7).
150
Такой привод занимает меньшую площадь, чем приводы других конструкций. Однако нельзя ограничить помещение в продольном направлении. Расположение привода должно обеспечивать беспрепятственный доступ к мельнице и электродвигателю. Обычно транспортируются два полностью смонтпрован-
Рпс. 8.8. Общин вид планетарной передачи фирмы «Мааг»
Рис. 8.9. Две планетарные передачи для мельниц мощностью 6000 и 3000 л. с. (фирма «Мааг»)
ных блока передачи, например первая и вторая ступени, что облегчает дальнейшие монтажные работы и исключает проникание пыли.
По данным фирмы «Мааг», капиталовложения на помольную установку с осевым планетарным приводом выше, чем, например, на установку с двойным периферическим приводом, но значительно ниже, чем в случае применения радиального двигателя.
Стоимость установки мощностью 5,5 МВт с центральной планетарной передачей превышает на 5% стоимость такой же установки, имеющей периферический привод; при применении радиального двигателя стоимость возрастает на 15%. Разумеется, эти показатели меняются при изменении мощности. Наиболее низкие удельные затраты на 1 л. с. возникают при использовании привода с планетарной передачей мощностью от 5000 до 10 000 л. с.
Парк станков фирмы «Мааг», имевшийся в наличии в 1977 г., позволял выпускать планетарные передачи мельниц мощностью до 10 МВт.
Крупнейшие планетарные передачи приводов шаровых мельниц для цементной промышленности, выпущенные фирмой «Мааг-Цанредср» (Цюрих), достигали мощности 6,4 МВт.
По заказам цементной промышленности в период с 1967 по
151
1977 г. было изготовлено 48 центральных планетарных передач. При эксплуатации закаленных и шлифованных зубчатых соединений износа не наблюдалось [87а].
8.1.2.	Центральный привод с передачей «Симметро» (фирма «Смидт», Копенгаген). Фирма «Смидт» выпускает для мельниц с центральным приводом так называемые передачи «Сим-
Рис. 8,11. Передача «Симметро» типа TTS фирмы «Смидт» для передачи мощности до 12000 кВт
Рпс. 8.10. Передача «Симметро» типа TS фирмы «Смидт» для передачи мощности до 6000 кВт
1 — мельница; 2 — передача «Сим-метро»; 3 — вспомогательная передача; 4 — вспомогательный двигатель; 5 — приводной двигатель
метро». Для мощности до 6000 кВт поставляются двухходовые двухступенчатые передачи (рис. 8.10). Первая ступень передачи имеет косозубое зацепление, а вторая — шевронное. Вал привода с помощью пружинной подвески опирается на подшипники скольжения со свободным перемещением. Подшипник воспринимает вес тихоходного цилиндрического колеса и части вала. При установке на промежуточных валах свободно вращающихся направляющих колец между ними центрируется звездочка. Такая конструкция приводит к равномерному распределению нагрузки на оба промежуточных вала, причем сама звездочка занимает нейтральное положение. Каждый приводной и промежуточный вал опирается на два сферических роликовых подшипника.
Для мощности до 12000 кВт фирма «Смидт» выпускает четырехходовые трехступенчатые передачи (рис. 8.11). Такая передача состоит из двух отдельных масло- и пыленепроницаемых коробок. Приводные валы коробок передач I и II являют
152
ся концентрическими. В коробке I монтируются первая и вторая передаточные ступени с одинарным косозубым зацеплением, а коробке 11 — третья передаточная ступень с шевронным зацеплением. Каждый вал опирается на два сферических роликовых подшипника.
Нагрузка распределяется следующим образом. В коробке передач 1 быстроходный вал через приводную шестерню связан с двумя промежуточными колесами, установленными на промежуточных валах с шестернями (рис. 8.12). Каждая шестерня
Рис. 8.12. Схема симметричной передачи «Симметро» типа TTS фирмы «Смидт»
в свою очередь входит в зацепление е еще двумя промежуточными колесами. Эти четыре колеса установлены на полых валах. Соединение с коробкой передач // осуществляется с помощью торсионных валов, проходящих внутри полых валов. Торсионные валы соединены с приводным валом коробки передач II с помощью стержневых муфт. При этом четыре приводных вала через свои шестерни связаны с тихоходным и цилиндрическим зубчатыми колесами. Подключение к мельнице осуществляется с помощью мембранной муфты. Равномерное распределение нагрузки достигается при регулировке стержневых муфт приводных валов; нагрузка измеряется тензодатчиками. Применение двух коробок передач, с одной стороны, позволяет снизить размеры механизма, а с другой — использовать для смазки шестерен наиболее подходящее масло.
Первая передача «Симметро» была выпущена фирмой «Смидт» в 1927 г. К 1977 г. выпущено 1470 таких передач.
В Копенгагенском технологическом институте был определен к. п. д. передачи, который при полной нагрузке оказался рав
153
ным 99,5—99,6% [87b]. По данным поставщиков, такой высокий к. п. д. объясняется очень малым трением. При зубчатом зацеплении возникает незначительное трение, а шевронное зацепление и применение специальных легированных сталей позволяют снизить площадь соприкосновения зубьев. Потерн в подшипниках также невелики, так как значительные осевые усилия гасятся шевронным зацеплением [87с].
Сравнение стоимости (по данным фирмы «Смидт») показывает, что если стоимость мельницы с двигателем и двойным периферическим приводом принять за 100%, то такая же мельница с одинарным приводом будет стоить 105%, а с приводом «Сим-метро»— 109%. Однако здесь необходимо учесть больший срок службы последнего по сравнению с периферическим [87с].
8.2.	Конструкции периферических приводов
с зубчатыми венцами
Ниже приведены два типа периферических приводов мельниц с зубчатыми венцами [88].
Рис. 8.13. Периферический привод трубиых мельниц: двигатель, редуктор, подвенцовая шестерня и венец
Показанный на рис. 8.13 привод с редукторной передачей позволяет применять серийные быстроходные двигатели. Быстроходные и тихоходные валы имеют упругие соединительные муфты. Такой одношестеренчатый привод с зубчатым венцом применяется преимущественно для крупных мельниц мощностью до 3000 кВт.
На рис. 8.14 показана такая же конструкция привода, как на рис. 8.13, но все элементы здесь повторены дважды; имеются два зубчатых венца, привод с двумя шестернями и два дви
154
гателя. Такой привод может применяться для передачи мощности до 7000 кВт.
Подбор двигателей для мельниц. При подборе двигателей для мельниц необходимо предусматривать резерв мощности от 15 до 20% в зависимости от типов двигателей, имеющихся в наличии. Конструкторы мельниц предусматривают резерв мощности двигателей 5—10%, так как изменения количества материала могут увеличить энергозатраты. При отсутствии
Рис. 8.14. Периферический привод трубных мельниц: два двигателя с редукторами, две подвенцовые шестерни и венец
питания мельница расходует большую мощность; для такого случая требуется резерв мощности около 10%. Колебания напряжения в сети также могут привести к повышению затрат энергии на помол [89].
8.3.	Безредукторный привод трубных мельниц
Безредукторный привод трубных мельниц является новым конструктивным решением. Крупные трубные мельницы приводятся в действие непосредственно от двигателя низкой частоты без промежуточных редукторов. Электротехники рекомендуют для этих целей применять двигатели переменного тока с переменными частотой и числом оборотов. Источником переменного тока низкой частоты для таких электродвигателей являются умформеры, работающие на полупроводниковых схемах. При небольшой частоте вращения (13—15 об/мин) устанавливается синхронный двигатель с частотой 5,5 Гц.
155
Привод без коробки передач может иметь два принципиальных конструктивных решения. На рис. 8.15 показана конструкция, где ротор установлен на удлиненном и усиленном подшипнике шейки вала мельницы. При такой конструкции обеспечивается хороший доступ к мельнице и двигателю.
На рис. 8.16 показана конструкция, в которой корпус мельницы имеет особую форму на участке примыкания к двигателю.
Рис. 8.15. Безредукторный привод для трубных мельниц (модификация I) 1 — ротор; 2 — статор
Рис. 8.16. Безредукторный привод трубных мелышц (модификация II)
1 — ротор; 2 — статор
Здесь двигатель кольцом охватывает корпус мельницы; преимуществом такой конструкции является минимальная общая длина. К недостаткам конструкции относятся влияние на двигатель температурных колебаний и деформаций цилиндра мельницы под действием нагрузок от размалываемого материала и необходимость в специальном корпусе для подгонки мельницы и двигателя друг к другу.
Между помольным барабаном и связанным с ним корпусом ротора должен выдерживаться зазор шириной около 500 мм; этот зазор на рисунках не показан [90].
Синхронный двигатель разгоняет мельницу от неподвижного состояния до рабочей скорости. В интервале 80—100% номинальной частоты вращения мельница может работать с наибольшим к. п. д. Без специального оборудования мельницу можно вращать в течение короткого времени с очень низкой частотой, что позволяет установить люк в необходимое положение.
О стоимости указанных конструкций имеются только неполные данные [90 а]. Однако можно сказать, что до мощности 3700 кВт капиталовложения на безредукторные приводы значительно выше, чем для аналогичных приводов с коробками передач. С увеличением мощности разница в затратах уменьшается. Если полную стоимость мельницы с кольцевым двигателем принять за 100%, то затраты, приходящиеся на саму мельницу с броневой футеровкой, равны 43%, а на кольцевой двигатель с умформером — 57% [84].
156
Рис. 8.17. Статор двигателя мельницы с безредукторным приводом
Впервые цементная мельница с безредукторным приводом была установлена в Гавре (Франция). Производительность мельницы составляла 200 т цемента в 1 ч при мощности приводного двигателя 6400 кВт и частоте вращения 15 об/мин. Двигатель выпущен акционерным обществом «Браун, Бовери и К°» (Баден, Швейцария). Мельница диаметром 5 м изготовлена фирмой «Ведаг», ныне «КГД — Индустрианла-ген» (Кёльн, ФРГ).
При диаметре мельницы 5000 мм диаметр статора в свету равен 8000 мм, а наружный диаметр двигателя—10000 мм. Длина двигателя около 950 мм. Разность температур между ротором н корпусом мельницы составляет примерно 100° С. Для облегчения транспортирования и монтажа статор и ротор изготовляются из двух частей.
Важным преимуществом безредукторных приводов трубных мельниц является отсутствие трения в приводе. Дополнительная нагрузка на корпус мельниц, вызванная двигателем, составляет около 15% и не требует изменения конструкции.
Применение безредукторного привода мельниц дает большую свободу при проектировании помещений.
В настоящее время обычные приводы мельниц ограничены мощностью 12000 кВт (см. разд. 9.2). Безредуктсрный привод позволяет создать еще более мощные мельницы, так как передаваемые двигателем усилия больше не ограничиваются конструкцией коробки передач.
На рис. 8.17 приведен статор электродвигателя мельницы, а на рис. 8.18 показаны работы по монтажу двигателя. На рис. 8.19 и 8.20 представлен двигатель мельницы во время запуска в эксплуатацию (фирма «Браун, Бовери и К°»).
В 1977 г. эксплуатировалось и было заказано 27 безредукторных приводов мельниц, в которых большинство двигателей расположено кольцом вокруг корпуса мельницы (см. рис. 8.16). Конструкция остальных приводов показана на рис. 8.15. Две новые помольные установки с безредукторным приводом отно-
157
Рис. 8.18. Монтаж двигателя мельницы с безредукторным приводом
Рис. 8.19. Приводной двигатель и мельница с безредукторным приводом (подготовка к запуску в эксплуатацию)
458
сятся к первому типу; они построены в последние два года [91].
9.	Оптимальные размеры корпуса мельницы
Размеры корпуса мельницы могут считаться оптимальными только в том случае, когда заданная производительность достигается при минимальном весе. Наряду с этим для обеспечения устойчивости корпуса мельницы необходимо, что
Рнс. 8.20. Мельница с безредукторным приводом и электродвигатель
бы площадь его поверхности была минимальной. С учетом этих требований Берну-тат [92] предложил урав-
некие, по которому минимальный вес мельницы и минимальная площадь бронеплит достигаются при определенном отношении длины к диаметру. Для однокамерной мельницы это отношение
равно
L (длина) О(диаметр)
Для двухкамерной мельницы (с перегородкой) отношение L/D = 3, а для трехкамерной мельницы (с двумя перегородками) L/D = 4,5.
Однако для выбора оптимальных размеров мельниц приведенные соотношения между длиной и диаметром должны быть согласованы с техническими требованиями к продукту помола. Для этого имеются две принципиальные возможности.
1.	Увеличение диаметра мельницы при постоянной длине: повышение к. п.д., уменьшение производственной площади на единицу мощности, сокращение выхода (доли) мелкой фракции в размолотом материале, рост количества излишне крупных зерен в продукте, снижение износа стали на 1 т размолотого-продукта.
2.	Увеличение длины мельницы при постоянном диаметре: снижение капиталовложений на единицу мощности оборудования; уменьшение количества излишне крупных зерен, увелп-
159-
чение мелкой фракции в размолотом продукте, более низкий к. и. д., возможность разделения объема мельницы на несколько камер [93].
9.1.	Толщина корпуса мельницы
Толщина корпуса мельницы из листовой стали составляет ют 1/100 до 1/75 диаметра в зависимости от длины и диаметра мельницы. Применяется следующая толщина листов:
Диаметр мельницы, м	Толщина корпуса, мм
До 1,6	18
1,6—2,0	20
2,0—2,2	'	25,5
2,2—2,4	28
2,5—3,5	38
3,5—4,25	52
4,25—4,50	58
	5,0	63,5
-	6,4	85/75
Кроме того, было установлено, что толщина стенки зависит не только от диаметра, но и от длины мельницы. В настоящее время в длинных мельницах применяют листы переменной толщины, т. е. стенка корпуса утолщается от краев к центру.
9.2.	Нормы на размеры мельниц
В ФРГ нормируются основные размеры мельниц (DIN 24111 «Трубные мельницы») [94]. Нормы определяют внутренний диаметр цилиндра мельницы (с шагом 200 мм), размеры и расположение люков, размещение болтовых отверстий для крепления плит, их толщину и радиус.
При расчете толщины корпуса мельницы необходимо принимать во внимание, что болтовые отверстия для крепления броневых плит по DIN 24111 снижают прочность стенки мельницы примерно на 11%.
Цилиндр мельницы изготовляется из стального листа марки MRSt 37-2 (DIN 17100, материал № 1.0112.6*) или из мелкозернистой строительной стали марки FR 50 (DIN 4102). Также широко применяется котельная сталь, несмотря на то что ряд положительных свойств этого материала (например, устойчивость к высоким температурам) не требуется для трубных мельниц.
Мелкозернистые конструкционные стали отвечают всем требованиям, предъявляемым к материалу корпуса мельниц; эти стали хорошо свариваются, хорошо сопротивляются возникновению трещин и усталостным деформациям [95а].
Высокая прочность мелкозернистой конструкционной стали позволяет снизить общую массу корпуса мельницы. Например,
* Это соответствует американским сталям по ASTM А-113, тип В.
160
масса корпуса мельницы размером 3,8X14 м, изготовленного из стали MRSt 37-2, составляет около 80 т, а такой же корпус из стали FR50 (фирма «Манесман») весит около 63 т [96].
Крупнейшая мельница, проектируемая фирмой «Смидт», имеет диаметр 6,4 м, длину 16 м. Мощность мельницы составляет 12000 кВт, а масса вместе с мелющими телами— 1800 т. Масса корпуса мельницы равна 140 т. Толщина листа 85/75 мм, масса концевых опор 30 т, масса одной цапфы подшипника 50 т, площадь 3190x900 мм.
9.3.	Днища мельниц
В настоящее время днища мельниц изготовляются в виде стальных отливок. Торцовое днище состоит из цапфы подшипника, короткой конической части и фланца, соединенного болтами с фланцем, приваренным к корпусу мельницы. Торцовое днище подвергается в основном изгибающим нагрузкам; растягивающие и сжимающие нагрузки минимальны.
В настоящее время коническая часть торцовых днищ мельниц выпускается почти всегда с гладкой поверхностью. Ребра жесткости, обычно применявшиеся ранее, вызывают появление радиальных напряжений.
Раньше торцовые днища мельниц изготовлялись из стального литья марки GS-60.1 (DIN 17100*). Однако в последнее время для этой цели применяется сферолитный чугун. Как известно, сферолитный чугун имеет такие же прочностные свойства, как и стальное литье, однако стоит значительно дешевле. При использовании его в крупных торцовых днищах массой до 25 т достигается значительная экономия.
9.4.	Подшипники мельниц
В цементной промышленности для трубных мельниц обычно применяют подшипники скольжения. При измельчении руд трубные мельницы устанавливаются на подшипниках качения. Такое различие технически не обосновано, однако подшипники качения значительно дороже, чем подшипники скольжения. При пуске мельницы сопротивление, вызванное трением в подшипниках качения, не превышает сопротивления при нормальной эксплуатации, что позволяет значительно снизить пусковой момент. Пуск трубных мельниц с подшипниками скольжения требует проведения специально предусмотренных мероприятий — например, выполнения так назы-ваемрй пусковой смазки для осветления металла подшипника. Главным инструментом для пусковой смазки подшипников качения является масляный насос высокого давления, с помощью которого запрессовывают смазку между телом подшипника и цапфой мельницы непосредственно перед запуском
* Примерно соответствует стальному литью по ASTM А-27, тип 70-36.
11—394
161
мельницы. Запрессованное под давлением масло поднимает цапфу мельницы и снижает трение между обеими металлическими поверхностями до приемлемой величины.
Размеры корпуса подшипника скольжения должны назначаться такими, чтобы давление на рабочую поверхность подшипника скольжения, изготовленную из баббита, не превышало 15—20 кгс/см2, а давление на поверхность из бронзы не превышало 25—28 кгс/см2.
Рис. 9.1. Загрузочная часть трубной мельницы н конструкция опоры
1—загрузочная цапфа мельницы; 2—загрузочная воронка из чугунного литья для защиты цапфы от износа; 3—загрузочная течка для исходного материала; 4 — уплотнение; 5 — цапфовый подшипник с вкладышем; 6 — опора — фундаментная плита
Обычно подшипники скольжения мельниц рассчитывают по гидродинамической теории смазки. При этом принимается, что несущая способность масляной пленки возрастает с увеличением диаметра подшипника. В малых подшипниках несущая способность масляной пленки ограничивает нагрузку на подшипник. В больших подшипниках нагрузка на подшипник ограничивается несущей способностью баббита. Для давления на подшипник около 25 кгс/см2 допускается применять сплавы свинца (Sg Pb SnlO, DIN1703), а при давлении до 35 кгс/см2 — сплавы с оловом (Lg Sn 80, DIN 1703) [87с].
Корпусы подшипников скольжения опираются на поворотные цапфы, позволяющие компенсировать случайные продольные удлинения вдоль оси мельницы.
На рис. 9.1 и 9.2 показаны поперечные сечения загрузочного и разгрузочного концов мельницы. Ясно видна конструкция опирания подшипников скольжения мельницы на поворотные цапфы. На этих рисунках показана мельница размером 2,2Х
162
Х13 м, выпущенная на машиностроительном заводе УЗТМ (СССР). Размеры даны в мм.
Большое значение имеют длительные измерения температуры в подшипниках мельниц. При этом необходимо учитывать, что температурные датчики должны соприкасаться с металлом подшипника, чтобы непосредственно измерять его температуру и давать правильные показания. Нецелесообразно и неправильно определять температуру подшипника по темпера-
Рис. 9.2. Разгрузочная часть трубной мельницы
1 — выходная решетка мельницы с отверстиями; 2 — торцовое днище мельницы;
3— разгрузочный конус для выпуска аспирационного воздуха из мельницы; 4 — радиальные разгрузочные лопасти; 5—болты для крепления выходной решетки; 6 — разгрузочная воронка мельницы; 7 — барабан для выгрузки размолотого материала; 8 — выпускные отверстия; 9—барабан контрольного сита; 10 — трубопроводы для выпуска размолотого материала; И — подшипник разгрузочной цапфы; /2 — опорная фундаментная плита
туре смазки, так как из-за плохой теплопроводности масло может еще не успеть нагреться к тому времени, как металл подшипника уже достигнет опасных температур.
9.5. Охлаждение подшипников трубных мельниц
Минимальное количество охлаждающей воды на один подшипник в мельницах для помола сырья по сухому способу и в цементных мельницах составляет 20—25 л/мин [97]. Если температура охлаждающей воды на входе в подшипник превышает 26° С, то необходимо большее количество воды [98]. Средний расход охлаждающей воды для подшипников мельницы составляет 50 л/мин. Максимальное допускаемое давление на входе в подшипник равно 2 кгс/см2.
11*	163
9.6. Форма поверхности броневых плит мельниц
Чаще всего броневые плиты мельницы имеют рифленую поверхность. Для снижения износа плит разработаны различные формы их поверхности. Форма поверхности плит должна обес
Рис. 9.3. Конструкции броневых плит для футеровки мельниц
а — одноволновая; б — двухволновая; в — многоволновая; г — с подъемной планкой; д — «Лорейн»; е — блочная (ступенчатая); ж— ребристая
печить выход мелющих тел из канавок и изменение направле-ния их движения. Поскольку трудно изменять частоту вращения мельницы, остается только вносить необходимые поправки в траекторию движения мелющих тел с помощью придания соответствующей формы броневым плитам [80].
На рис. 9.3 показаны некоторые типы броневых плит мельниц, которые применяются в настоящее время. Толщина броневых плит зависит от диаметра мельницы и размера мелющих тел и обычно находится в пределах 30—63 мм. Чаще всего применяют прямоугольные броневые плиты размером (300—400) X X (450—650) мм. Масса таких плит равна 50—125 кг.
Сортирующая броневая футеровка мельниц. Еще в 1923 г. американец Карман получил патент на сортирующую броневую футеровку. Однако такая футеровка начала применяться только в последние 5—10 лет.
Основной принцип сортирующей бронефутеровки состоит в том, что благодаря форме плит происходит распределение мелющих тел по убывающим размерам вдоль пути измельчаемого материала. Такая сортировка размеров мелющих тел с повыше
нием тонкости помола материала повышает производительность мельницы. Тем самым реализуется теория, по которой размеры мелющих тел должны соответст-
вовать тонкости помола материала; другими словами, чем тоньше размолотый продукт, тем мельче мелющие тела.
На рис. 9.4—9.6 показаны однокамерная сырьевая мельни-
164
Рис. 9.4. Трубная мельница фирмы «Смидт» с сортирующими броиеплитама во второй половине помольной камеры
Рис. 9.5. Цементная мельница фирмы «Смидт» с камерой тонкого помола, футерованной сортирующими броиеплитами
Рис. 9.6. Мельница фирмы «Смидт» для мокрого помола с камерой тонкого помола, футерованной сортирующими броиеплитами
165
ца, двухкамерная цементная мельница и двухкамерная мельница для мокрого помола сырьевого шлама, часть футеровки которых выполнена из сортирующих броневых плит.
В сырьевой мельнице (рис. 9.4) перед помольной камерой предусмотрена сушильная камера. Половина помольной камеры зафутерована сортирующими бро-

Рис. 9.7. Сортирующие бронепли-ты мельниц
а— конструкция Кармана; б — конструкция Слегтена — Маготто; в — конструкция фирмы «Смидт»
невыми плитами. По данным изготовителя (фирма «Смидт»), такая конструкция повышает производительность мельницы на 7— 8%. Практическим эффектом сортирующей футеровки является превращение однокамерной конструкции в двухкамерную: наиболее крупные мелющие тела концентрируются в первой половине помольной камеры. Как видно из рисунка, на входе в мельницу установлен подшипник с башмаком, позволяющим создать отверстие максимально возможных
размеров для подачи горячих газов (мельница «FLS-Тиракс»).
Цементная мельница (рис. 9.5) с сортирующими броневыми плитами во второй помольной камере оборудована двумя подпорными кольцами для удлинения срока пребывания размалываемого материала в мельнице (см. разд. 9.10). Опыт эксплуа-
тации показал, что к. п. д. двухкамерных цементных мельниц с сортирующей броневой футеровкой такой же, как у трехкамерных мельниц. Камера грубого помола непригодна для установки сортирующих броневых плит1.
На рис. 9.6 показана мельница для мокрого помола сырьевого шлама. Стенки камеры тонкого помола футерованы сортирующими броневыми плитами. В камере тонкого помола уста-
новлено три подпорных кольца; на последнем из них предусмотрены возвратные лопасти для мелющих тел. Тем самым предотвращается попадание мелких мелющих тел на разгрузочную решетку.
На рис. 9.7 показаны три различные конструкции футеровки с сортирующими броневыми плитами.
9.7. Крепление броневых плит
Обычно в трубных мельницах броневые плиты крепятся на болтах. При этом каждая плита крепится к корпусу мельницы одним или двумя болтами (раньше иногда на одну плиту приходилось даже по четыре болта). Для повышения прочности
1 В СССР обычно придерживаются противоположной точки зрения. (Прим, ред.)
166
корпуса мельницы и снижения затрат на уход за болтовыми соединениями применяется футеровка с малым числом болтов, а в последнее время разработана конструкция крепления броневой футеровки вообще без болтов.
На рис. 9.8 показана новая конструкция плит, где на болтах крепится только каждая вторая плита, а промежуточные плиты удерживаются за счет давления соседних плит. При такой конструкции количество болтов уменьшается вдвое.
Рис. 9.9. Крепление бронефутеровки четырьмя болтами на кольцо
Рис. 9.10. Безболтовое крепление1 бронефутеровки
На рис. 9.9. показана другая возможность для снижения числа болтов: по окружности корпуса на болтах крепятся только, четыре плиты, остальные плиты удерживаются сжатием.
На рис. 9.10 показана футеровка корпуса мельницы броневыми плитами без применения болтов. Края отдельных плит должны иметь достаточную высоту для обеспечения плотности' футеровки в стыках. Вначале корпус мельницы футеруется наполовину, крайние плиты сжимаются; затем мельница поворачивается и плиты укладываются на второй половине окружности корпуса [100].
9.8.	Межкамерные перегородки
В многокамерной мельнице специальные перегородки разделяют корпус на несколько камер, выполняющих особые функции в процессе помола.
Перегородки должны предотвращать попадание слишком крупных зерен размалываемого продукта в соседнюю помольную камеру, так как щели пропускают измельченный материал
только заданной крупности. От конструкции и размеров перегородок между камерами зависят тонкость помола и производительность мельницы.
Перегородки изготовляются в виде одно-и двухслойных конструкций.
Одинарные перегородки пропускают размалываемый материал без специальной сортировки. Размолотый материал продавливается через необработанный материал, загружаемый в мельницу, и через щели в перегородке попадает в следующую помольную камеру. Отверстия в центре перегородки служат для вентилирования мельницы (рис. 9.11).
Рис. 9.11. Одинарная перегородка мельницы
На рис. 9.11 показана одинарная перегородка мельницы размером 2,2X13 м (советского производства, УЗТМ). Перегородка состоит из 16 одинаковых секторов.
Двойные перегородки обычно устанавливают между первой и второй помольными камерами. На рис. 9.12 показана двойная сортирующая перегородка. Она состоит из двух торцовых стенок 2 и 3, внешнего стального кольца 1, на котором закреплены направляющие лопасти 4, сортирующего конуса 5 и болтовых соединений б, скрепляющих отдельные элементы конструкции. хМатериал, измельченный в первой камере, через щели в передней стенке перегородки поступает в пространство между передней и задней стенками и попадает на спиральные
168
направляющие лопасти. Последние поднимают размалываемый материал вверх и в нужный момент выбрасывают его через заднюю стенку перегородки. Часть материала через щели в задней стенке попадает во вторую помольную камеру, остальной материал подает с направляющих лопастей на сортирующий конус. Мелкая фракция материала через щели в конусе попадает во вторую камеру, а крупные зерна скользят по поверхности конуса и возвращаются в первую помольную камеру для дробления.
Рис. 9.12. Двойная перегородка мельницы
Перегородки состоят из отдельных деталей, которые можно подавать в мельницу через люки. Для улучшения прохода материала щели располагаются в кольцевом или радиальном направлении. Щели на задней стенке перегородки в 1,5—2 раза шире, чем на передней. Такая форма щелей предотвращает их случайное засорение размалываемым материалом (рис. 9.13).
9.9.	Живое сечение перегородок
Значительное влияние на производительность мельницы оказывает отношение поверхности щелей к полной поверхности правлении. Щели на задней стенке перегородки в 1,5—2 раза мер, размалываемого материала и крупности мелющих тел. Сумма площадей щелей называется живым сечением перегородки и выражается в процентах. Размер живого сечения и ширина щелей колеблется в пределах, приведенных в табл. 9. 9.1.
Живое сечение перегородки с течением времени увеличивается, так как ширина щелей возрастает при износе краев.
В Советском Союзе для изготовления перегородок и броневых плит мельниц применяется чугун марки 70 ХЛ, имею-
169
Таблица 9.9.1. Живое сечение и ширина щелей перегородок [101]
Тип мельницы	Перегородка					
	I				ш	
	живое сечеиие, %	ширина щелей, мм	живое сечеиие, %	ширина щелей, мм	живое сечеиие, %	ширина щелей, мм
Цементные мельницы:						
четырехкамерные	8—14	10—20	3—10	6—10	3—7	6-8
трехкамерные Сырьевые мельницы:	8—14	10—20	3—8	6—8		
четырехкамерные	8—20	10—25	3-5	6—8	3-5	6—8
трехкамерные	8-20	10—25	3-5	6—8	—	—
Угольные	мельницы двухкамерные	6	5-8	—		—	—
Рис. 9.13. Перегородка мель- Рис. 9.14. Перегородка в мельницы (расположение щелей)	нице мокрого способа помола
щий следующий химический состав, %: углерод 0,65—0,75, марганец 0,55—0,85, кремний 0,25—0,45, хром 0,80—1,10, никель 1, сера 0,04, фосфор 0,05.
Кроме описанных выше двойных сортирующих перегородок применяют также так называемые элеваторные двойные перегородки, в которых имеются щели только со стороны поступления материала. В задней стенке перегородки и в конусе, расположенном между стенками, щелей нет. Перегородки такой конструкции служат исключительно для ускорения поступления материала в мельницу и обычно применяются при мокром способе помола (рис. 9.14).
9.10.	Подпорные кольца
В многокамерных мельницах внутри отдельных камер иногда устанавливают одну или две дополнительные перегородки в виде так называемых подпорных колец. Назначение этих
170
колец заключается в повышении це, благодаря чему тормозится материала. При этом возрастает время нахождения размалываемого материала в мельнице и в результате повышается тонкость помола.
Подпорные кольца состоят из отдельных круговых элементов (рис. 9.15); они изготовляются из такого же материала, как перегородки между помольными камерами. Высота подпорного кольца составляет 0,4 половины внутреннего диаметра мельницы. Живое сечение равно 30% полной поверхности подпорного кольца.
уровня материала в мельни-поступление размалываемого
Рис. 9.15. Подпорное кольца' мельницы
9.11.	Продолжительность нахождения размалываемого материала в трубных мельницах
В табл. 9.11.1 приведено время нахождения размалываемого материала в трубных мельницах в зависимости от размеров; мельниц, числа камер и циркулирующего материала. Время нахождения материала в мельнице определялось опытным путем при наблюдении за движением материала, маркированного-флуоресцентными красками [102].
Таблица 9.11.1. Время помола материала в трубных мельницах
Фирма-изготовитель мельницы	Размеры, м	Число камер	Количество циркулирующего материала, %	Время прохож«> дения размалываемого материала, мии
«Аллис-Чалмерс»	3,6X10,9	2	355	6
«Фуллер-Трейлор»	3,6X12,7	2	573	5
«Полизиус»	2,1X12,7	3	Открытый	17
			цикл	
«Смидт»	2,9X10,3	2	206	6,5
«Фуллер-Трейлор»	3,6X12,1	2	566	3
«Аллис-Чалмерс»	2,4X9,7	3	685	7
«Фуллер-Трейлор»	2,4X9,4	3	530	5
«Аллис-Чалмерс»	3,3X4,8	1	785	1
«Фуллер-Трейлор»	3,0X9,7	2	378	3
«Аллис-Чалмерс»	4,2X4,8	1	1000	3,5
«Смидт»	2,6X12,0	3	862	8
«Смидт»	3,3X10,3	2	448	5,5
«Нордберг»	3,3X10,3	2	325	7
«Нордберг»	4,2X12,4	2	390	6
«Аллис-Чалмерс»	3,0X4,8	1	363	5
SKET-ZAB, Дессау	4,0X7,0	1	230	6
171:
9.12.	Запуск новых мельниц в эксплуатацию
Поставщики рекомендуют дать проработать новым мельницам 48 ч без заполнения мелющими телами, чтобы удостовериться в надежной работе и способности подшипников мельницы воспринимать большие нагрузки. После этого мельница эксплуатируется в течение 150 ч с 50%-ным заполнением мелющим и телами и следующие 150 ч — с 80%ным заполнением мелющими телами; затем можно передать на мельницу полную нагрузку. Для предотвращения ненужного износа мелющих тел и броневых плит шаровая мельница не должна работать без заполнения размалываемым материалом.
Правильная дозировка размалываемого материала служит условием успешной эксплуатации мельницы. Качество готового продукта позволяет дать оценку правильности дозировки. Нормальный помол можно определить по шуму мельницы. Если в мельнице слишком мало материала, то ясно слышен металлический звук, связанный с падением мелющих тел на открытые поверхности броневых плит. Если же в мельнице слишком много материала, то металлического звука не слышно совсем или он слышен слабо в зависимости от количества загруженного в мельницу материала. При правильной дозировке шум мельницы находится между двумя описанными границами [103].
10. Помол цемента
Помол цементного клинкера является решающей и в то же время последней технологической операцией в процессе производства цемента. От этой операции зависит качество цемента.
Цемент следует измельчать до достижения высокой удельной поверхности. Кроме того, готовый продукт должен отвечать определенному гранулометрическому составу, что позволит улучшить процесс твердения.
Технология помола цемента основана на следующих предпосылках. Наиболее благоприятна для обеспечения прочности цемента фракция размером от 3 до 30 мкм. Фракция с зернами размером менее 3 мкм оказывает влияние только на начальную прочность; эта фракция быстро гидратируется, и через 1 сут цемент набирает максимальную прочность при изгибе и сжатии. Фракция более 60 мкм гидратируется очень медленно и мало влияет на прочность цемента.
Фракция от 3 до 30 мкм должна содержаться в цементе в следующем количестве, %: в обычных цементах — 40—50, в высокомарочных — 55—65, в особо прочных-—более 70.
172
Приведенные значения являются ориентировочными, так как наряду с гранулометрическим составом на прочность цемента влияет также минералогический состав.
Рис. 10.2. Удельная поверхность S и размер частиц d цемента
Рис. 10.1. Рост прочности при сжатии различных фракций цемента
R — прочность в образцах из растворов жесткой консистенции; т — срок твердения
На рис. 10.1 показан рост прочности различных по гранулометрическому составу фракций одного и того же цемента [104]. Увеличение удельной поверхности выше 5000 см2/г по Блейну не приводит к дальнейшему повышению прочности, а наоборот, снижает ее вели
чину.
По графикам, приведенным на рис. 10.2 [105], можно определить удельную поверхность в см2/г по Блейну частиц размером от 0 до 100 мкм цемента с плотностью 3,1 г/см3. Такие графики являются вспомогательным средством для приближенного определения удельной поверхности при известном гранулометрическом составе и наоборот.
На рис. 10.3 показана взаимосвязь между остатком на сите (сито с ячейками 0,09 мм, DIN 4188, эквивалентное ситу 170 по ASTM) и удельной поверхностью в см2/г для портландцемента. Этот график служит вспомогательным средст
Рис. 10.3, Остаток R на сите 0,09 мм и удельная поверхность цемента S
173
вом для приближенного определения удельной поверхности при известном остатке на сите. Результаты считаются ориентировочными, так как остаток на сите и удельная поверхность для каждого размалываемого материала и помольной установки различны [106].
10.1.	Удельная поверхность по Вагнеру и Блейну
Применяются два коэффициента перевода значений удельной поверхности, определенных различными методами: коэффициент 5/9 и коэффициент Блейна (рис. 10.4). Применение
Рис. 10.4. Соотношение удельных поверхностей по Вагнеру Sw и Блейну Sb
того или иного коэффициента является только вспомогательным средством при практическом определении удельной поверхности; соотношение между удельными поверхностями по Вагнеру и Блейну1 меняется в зависимости от вида испытуемого материала [107].
В США требования к тонкости помола портландцемента характеризуются удельной поверхностью в см2/г. Удельная поверхность измеряется двумя различными методами — методом воздухопроницаемости и турбидиметрическим.
Определение воздухопроницаемости по методу Блейна основано на уравнении Дарси—Коцепи, которое показывает,
1 Значения удельной поверхности цемента по В. В. Товарову и Д. С. Со-минскому — Г. С. Ходакову ниже, чем по Блейну: при значениях до 3000 см2/г на 100—150 см2/г, в интервале 3000—4000 см2/г — на 200— 250 см2/г, и при 4000—5000 см2/г эта разница возрастает до 300—350 см2/г. (Прим, ред.)
174
что скорость проникания воздуха через уплотненный-слой порошка находится в определенной связи с поверхностью его частиц.
Определение удельной поверхности путем измерения поглощения света с помощью турбидиметра Вагнера основано на законе Стокса для оседания частиц, взвешенных в жидкости. Концентрация частиц по вертикали, являющаяся мерой их поверхности, оценивается по интенсивности поглощения световых лучей суспензией частиц [108, 109].
Хотя удельная поверхность по Блейну и Вагнеру измеряется в см2/г, необходимо учитывать, что для ее нахождения применялись различные физические методы; поэтому полученные значения нельзя приравнивать. Оба найденных значения не совпадают с действительным значением удельной поверхности, однако пригодны для относительной оценки в практически важном диапазоне тонкости помола цемента [ПО].
10.2.	Интенсификаторы помола
Интенсификаторы помола представляют собой вещества, способствующие процессу измельчения в барабанных мельницах благодаря предохранению мелющих тел от налипания частиц и диспергированию размалываемого материала. Добавки, способствующие помолу цемента, не должны оказывать отрицательного влияния на его свойства.
Интенсификаторы помола можно добавлять к размалываемому материалу в твердом или жидком виде или подавать прямо в мельницу в дозируемом количестве.
Скорость подачи жидкости можно контролировать точнее, чем дозировку небольших количеств зернистых материалов. Интенсификаторы помола добавляют в количестве 0,006— 0,08% массы клинкера.
Большинство интенсификаторов помола представляют собой вещества, которые сильно адсорбируются поверхностью размалываемых частиц, насыщая избыточный потенциал поверхности и предотвращая притяжение других частиц и образование агломератов [111].
Интенсификаторы помола предотвращают налипание частиц на мелющие тела и благодаря этому повышают производительность мельниц. Интенсификаторы помола снижают затраты энергии и самоокупаются. В зависимости от удельной поверхности размолотого материала экономия составляет около 2,5 центов США на 1 т цемента (около 0,06 марки ФРГ) [112]. Диспергирование частиц, вызванное интенсификаторами помола, повышает производительность воздушных сепараторов, так как мелкие частицы не захватываются крупными. При этом снижается количество циркулирующего материала, и в результате больше мелких частиц сразу попадает в готовый продукт.
175
Таблица 10.2.1. Американские интенсификаторы помола
Марка
ZEE-MILL
Vinsol Resin
Vinsol NVX
TDA
Raylig
Cem-Beads
Трифосфат кальция
Red Oil
«109-В»
Химический состав
Лигносульфонат кальция, свободный от сахаров
Сосновая смола
Триэтаноламин и лигносульфонат кальция
Сухой концентрат сульфитных щелоков
Сажа
Саз(РО4)г
Смесь жирных кислот
2-метил, 2,4-пентандиол
Интенсификаторы помола сами по себе не оказывают заметного влияния на прочность цемента. Они могут снизить начальную прочность, однако прочность в возрасте 28 сут остается близкой к нормальной [113].
Устранение избытка поверхностной энергии, вызывающего взаимное притяжение частиц, при использовании интенсификаторов помола улучшает текучесть цемента. Нормы ASTM на портландцемент допускают применение двух «стимуляторов» помола — ТДА и 109-В (табл. 10.2.1). При помоле сырьевой смеси можно применять интенсификаторы помола, включающие уголь, графит, коллоидный уголь, кокс [80], канифоль, ворвань, стеараты и т. д. [115].
Разжижители шлама оказывают благоприятное влияние на процесс мокрого помола; они предотвращают образование хлопьев и проявляют поверхностную активность [116].
В ФРГ для помола цемента применяют следующие интенсификаторы: аминацетат, этиленгликоль, пропиленгликоль. При помоле с пропиленгликолем удельная поверхность цемента повышается на 800 см2/г по сравнению с помолом без интенсификаторов при равных затратах энергии.
Стоимость таких интенсификаторов помола 0,8—1,4 марки ФРГ за 1 кг. Добавка составляет около 1 кг на I т цемента.
При помоле цемента PZ 375 производительность повышается на 10—30%, а при помоле цемента PZ475 — на 25—50%.
В 1969 г. около 10% цемента, выпущенного в ФРГ, размалывалось с интенсификаторами помола.
10.3.	Налипание на мелющие тела
Оболочки на шарах, затрудняющие измельчение, накапливаются на поверхности мелющих тел из тонкоизмельченного материала. Причины образования оболочек на поверхности мелющих тел следующие.
1.	Статическое электричество. Наиболее мелкие частицы в мельнице заряжаются. При помоле различных материалов од
176
на их часть получает положительный заряд, другая — отрицательный. Частицы с разными зарядами притягиваются и образуют агломераты [119].
2.	Поверхностный энергетический потенциал. Атомы и атомные группы на поверхности твердых тел не имеют полностью насыщенных валентностей и образуют неоднородные поля [120].
3.	Адсорбция. Отдельные частицы адсорбируют на поверхности воздушную пленку. Первоначально она препятствует объединению частиц; однако если по каким-либо причинам пленка исчезает, то происходит быстрое объединение частиц.
4.	Механические соударения. Согласно теории, мелющие тела соударяются с такими импульсами, что размалываемый материал запрессовывается в шероховатую поверхность мелющих тел [121].
В общем образование оболочек на мелющих телах нельзя объяснить какой-либо одной теорией. На налипание влияет ряд факторов:
а)	оно усиливается при повышенной температуре;
б)	при совместном помоле с клинкером гипс уменьшает налипание на мелющие тела; но обезвоженный гипс, наоборот, способствует образованию оболочек;
в)	лежалый клинкер более склонен к образованию оболочек на шарах, чем свежеобожженный. Однако обычно лежалый клинкер размалывается легче свежеобожженного благодаря гашению свободной извести.
Процесс гашения ослабляет или разрушает структуру клинкера, очевидно, вследствие расширения извести во время гидратации при вылеживании. В одинаковых условиях после равного числа оборотов мельницы удельная поверхность молотого лежалого клинкера выше, чем свежеобожженного: в первом случае она равна 4405 см2/г, а во втором — 3340 см2/г [122];
г)	шероховатая поверхность шаров накапливает оболочки, а гладкая поверхность свободна от них.
10.4.	Влияние химического и минералогического состава на размалываемость
Портландцементный клинкер представляет собой конгломерат минералов, образовавшийся в процессе обжига и скрепленный застывшей фазой (см. разд. 1.4). Химический и минералогический составы клинкера определяют размалываемость, измеряемую в лабораторной мельнице. Размалываемость может быть выражена количеством материала в граммах, размолотого за один оборот мельницы и прошедшего через сито с числом ячеек 6400 на 1 см2 (сито № 70 по DIN 4188).
На рис. 10.5 показана связь между размалываемостью и силикатным модулем 5Ю2/(А12Оз + Ре2Оз); при росте силикатного модуля размалываемость уменьшается.
На рис. 10.6 и 10.7 видно, что размалываемость прямо про
12—394
177
порциональна процентному содержанию как А12О3, так и РегО3. На рис. 10.8 показана связь между плотностью клинкера и его размалываемостью. Как видно из рисунка, с увеличением плотности размалываемость клинкера повышается. График на рис. 10.9 показывает, что с ростом плотности цементной сырьевой смеси ее размалываемость ухудшается [123].
Размалываемость, приведенная на рис. 10.10—10.12, определена другим способом; здесь коэффициент размалываемости
Рис. 10.5. Зависимость размалываемости клинкера М от силикатного модуля SA1
Рис. 10.6. Зависимость размалываемости клинкера М от содержания А120з
Рис. 10.7. Зависимость размалываемости клинкера М от содержания Fe2O3
Рис. 10.8. Зависимость размалываемости клинкера М
от его плотности у0
1,75 ISO 7,85 130 'fiS 2,00 2,05 2,10 2,15 2,20 2,25
Рис. 10.9. Зависимость размалываемости цементной сырьевой смеси Мс от ее плотности Ус
циента размалываемости Л от содержания C3S и KS
178
показывает, во сколько раз испытуемый материал размалывается быстрее стандартного вещества. Помол производится до остатка 10% на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2 (DIN 1171).
На рис. 10.10 показана прямая линейная зависимость между коэффициентом размалываемости и содержанием C3S. Ана-, логичная зависимость существует между коэффициентом насыщения известью по Кинду, равным
100 • СаО — (1,65 А12 О3 + 0,35 Fe2O3)
К ~	2,8SiO2
Чем выше KS, тем лучше размалываемость [124].
Рис. 10.11. Зависимость коэффициента размалываемо-мости К от содержания C2S
Рис. 10.12. Зависимость коэффициента размалываемости К от содержания жидкой фазы L в клинкере
На рис. 10.11 показана зависимость размалываемости от содержания в клинкере C2S. Высокое содержание C2S ухудшает размалываемость клинкера; это связано с налипанием частиц на мелющие тела и с агрегацией.
На рис. 10.12 показана зависимость между размалывае-мостью клинкера и содержанием в нем расплава. Образование клинкерных минералов частично происходит в жидкой фазе. Доля жидкой фазы определяет их компактность и, следовательно, размалываемость. Чем больше жидкой фазы, тем труднее размолоть клинкер.
10.5.	Влияние влажности на процесс помола
На рис. 10.13 показано влияние влажности клинкера на энергозатраты при помоле. Кривая I относится к клинкеру, содержащему 0,4%' влаги, кривая 11—к тому же клинкеру влажностью 2,4%-
12*	179.
Как видно из рисунка, расход энергии на помол клинкера влажностью 2,4% до 10%-ного остатка на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2 примерно на 8 кВт-ч/т превышает расход энергии на помол клинкера влажностью 0,4%. Необходимо отметить, что высокая влажность питающего мельницу материала оказывает отрицательное влияние на процесс помола на всем его протяжении [125].
Рис. 10.14. Влажность материала W и энергозатраты на помол W
1 — удельная поверхность, по Блейну, 2900 см2/г; 2 — то же, 2700 см2/г; 3 — то же, 2500 см2/г (кружком отмечено значение при влажности 0,75%)
Рис. 10.13. Зависимость размалываемости q от влажности клинкера
Р — проход через снто 0,074 мм, мае. %; Я—остаток на сите 0,074 мм, мае. %; /, II—загрузка различной влажности
Дальнейшие исследования позволили установить влияние влажности размалываемого материала на энергозатраты при помоле до различной удельной поверхности по Блейну. Результаты, полученные в соответствии с рис. 10.14 [126], относятся к помолу железной руды различной влажности в однокамерной мельнице (размером 4,25X11,70 м, работающей в открытом цикле, с приводом мощностью 4400 л.). Индекс размалываемости Бонда для такой руды равен 12,7 кВт-ч/кор.т (1 кор. т = 907 кг). Повышение влажности загружаемого в мельницу материала с 1 до 2% при помоле до 2500 см2/г по Блейну требует повышения расхода энергии на 10%, или на 3 л.е.-ч/т. При помоле до 2900 см2/г по Блейну расход энергии возрастает уже на 15%, или на 6 л.е.-ч/т. Если при такой же удельной поверхности влажность возрастает с 1 до 3%, то прирост энергозатрат на помол составляет 26%, или 13 л.е.-ч/т.
10.6.	Выделение тепла при помоле
Значительная часть подводимой энергии во всех измельчителях, особенно в шаровых мельницах, преобразуется в тепло; выделение тепла столь значительно, что размалываемый материал нагревается до температуры более 100° С. Нагрев раз
180
малываемого материала при сухом помоле цементной сырьевой смеси не оказывает неблагоприятного влияния. Химические свойства клинкера при этом не меняются. Однако такие добавки, как гипсовый камень, вводимые в цемент при помоле, чувствительны к повышению температуры. Дегидратация гипса начинается при температуре 105° С. При более высоких температурах в процессе помола происходит частичное выделение его кристаллизационной воды и гипс теряет способность регулировать схватывание цемента; такой цемент приобретает свойства так называемого ложного схватывания, или «быстря-ка», который после затворения водой тотчас же или через несколько минут превращается в твердую массу.
Пример 10.1. В приведенном ниже практическом примере рассчитано количество тепла, выделяющееся в трубной мельнице, и связанные с ним энергетические потери. В примере использованы средние данные, полученные на основе анализа производственного опыта [127].
Размеры мельницы: диаметр 2,2 м, длина 12 м.
Площадь наружной поверхности мельницы 86 м2.
Мощность, расходуемая мельницей, 450 кВт.
Производительность 18000 кг/ч.
Температура поступающего клинкера 15° С.
Температура выходящего из мельницы цемента 95° С.
Средняя удельная теплоемкость цемента 0,185 ккал/(кг-град). Температура корпуса мельницы 40° С.
Потери тепла через поверхность корпуса 200 ккал/(м2-ч).
Температура наружного воздуха 15° С.
Расход вентиляционного воздуха на 1 кг цемента 0,35 м3.
Температура воздуха на выходе из мельницы 45° С.
Средняя удельная теплоемкость воздуха 0,312 ккал/(м3-град).
1 кВт-ч = 860 ккал.
Приведенные данные позволяют рассчитывать выделение тепла и энергетические потери при измельчении.
1.	Энергетические потери на нагревание размалываемого материала
18 000-0,185 (95— 15)	О1„ „
--------------------=310 кВт-ч.
860
2.	Потери от излучения через корпус мельницы
3.	Энергетические потери на нагрев вентиляционного воздуха 18000-0,35-0,312 (40— 15) г „
860
4.	Неучтенные потери, в частности на генерацию звука и вибрацию (приводятся для сведения баланса), 3 кВт-ч.
Всего 390 кВт-ч.
Отсюда получаем
390-100	„ ,
= 870/0 ’
т. е. 87% энергозатрат на измельчение преобразуется в тепло.
181
10.7.	Охлаждение цемента в процессе помола
Высокая температура в процесе помола при современных требованиях к качеству цемента обусловливает недостаточную эффективность помола в открытом цикле. Для повышения качества необходимо осуществить охлаждение цемента в процессе помола. Охлаждение становится эффективным только в том случае, если оно препятствует нагреву до температуры обезвоживания гипса. Эта критическая температура часто возникает при помоле в открытом цикле. Помол в замкнутом цикле позволяет осуществлять действенный температурный контроль на всех этапах процесса.
Применяется ряд способов охлаждения.
10.7.1.	Вентиляция мельницы. В нормальных условиях через однокамерную мельницу пропускают около 0,2 м3/мин наружного воздуха на 1 кВт мощности мельницы; в многокамерных мельницах это значение составляет 0,12—0,16 м3/мин на 1 кВт мощности [128].
Для эффективного охлаждения многокамерных мельниц Лурье [129] рекомендует довести расход воздуха до 300 м3/ч на 1 т цемента. По, другим данным, для интенсивной вентиляции мельниц рекомендуется от 400 до 1200 м3 воздуха на 1 т цемента.
Для расчета необходимой вентиляции можно также исходить из объема мельницы; обычно принимается расход воздуха в 1 мин, равный трех-четырехкратному объему мельницы. Нормальная концентрация пыли при таких условиях вентиляции составляет 50—100 г/м3 [130].
10.7.2.	Водяное охлаждение корпуса. Если вентиляции недостаточно для необходимого снижения температуры, то можно применять охлаждение корпуса мельницы. Вдоль продольной оси мельницы устанавливают водяную систему, разбрызгивающую воду на корпус мельницы. Такой способ охлаждения снижает температуру материала, выходящего из мельницы, на 30—40° С.
10.7.3.	Подача воды в мельницу. Этот способ охлаждения основан на впрыскивании контролируемого количества воды в наиболее нагретые части цементной мельницы, где она немедленно испаряется. Вода подается сжатым воздухом в мельницу через простые сопла, где производится ее распыление на мельчайшие капли. В двухкамерных мельницах распыление влаги обычно производится во второй камере. Возникающая смесь воздуха и водяного пара выводится из мельницы через пылеулавливающее устройство в атмосферу. Вентиляционные трубы и пылеулавливающее устройство должны быть изолированы, чтобы предотвратить конденсацию водяного пара.
На рис. 10.15 показана схема впрыскивания охлаждающей воды в цементную мельницу (фирма «Фуллер», бюллетень WS—IA).
182
• " W /7 М/
4	Р
5	22 Й 23
Рис. 10.15. Охлаждение мельницы впрыскиванием воды	25
j — пылеуловитель; 2 — дистанционный датчик точки росы; 3— индикаторное и контрольное устройства предупреждения точки росы; 4 — дистанционный датчик температуры; 5 —самописец температуры; -воздушный игольчатый клапан; 7— регулятор давления; 8— подача воздуха; 9 — дистанционный датчик разрежения; 10 — индикатор разрежения; 11—манометр; /2 — соленоидный запорный клапан; 13—мельница; 14 —- разбрызгивающее сопло; 15— вентиль сжатого воздуха; 15 — вертлюг; 17 — гибкий шланг; 18— обратный клапан; 19— регулирующий вентиль расхода воды; 20 — камера смешивания воды с воздухом; 21—выключатель давления воды; 22— запорный клапан; 23—измеритель расхода; 24 — водяной насос; 25 — подача воды
10.7.4.	Эффективность впрыскивания воды. Приведенные ниже примеры показывают эффективность впрыскивания воды в цементные мельницы.
Пример 102 (открытый цикл).
Температура цемента без охлаждения 158° С.
Температура цемента с охлаждением 103° С.
Разность температур 55° С.
Открытый, цикл 19923кг/ч
Охлаждающая
Води, 5,67л/мин
Стандартный цемент, 19923 кг/ч
183
Производительность мельницы 14923 кг/ч.
Температура охлаждающей воды 11° С.
Расход воды 340,65 л/ч.
Масса воды 340,65 кг/ч.
Размеры мельницы; диаметр 2,43 м, длина 10,95 м.
Тепло, выделяемое цементом:
5г = производительность мельницыХудельная теплоемкостьXразность температур = 14 923 • 0,2 • 55 = 164,153 ккал/ч.
Тепло, поглощаемое водой;
Qn- = количество водых[ (100 — температура воды)+0,85* (скрытая теплота» парообразования)] = 340,65 [ (100—11) + 0,85 • 539] = 186335 ккал/ч.
В этом примере количество тепла, поглощаемое водой, превышает тепло, выделяемое цементом; вероятно, такой результат связан с неточным определением температуры и количества воды.
Пример 10.3 (замкнутый цикл).
От воздушного сепаратора, 72500 кг/ч
Загрузка мельницы, ЫвООкг/ч
Гельница
Охлаждающая вода, 18,50 л/ч
Количество цирт лириющеи смеси, 12
Температура цемента без охлаждения 137° С.
Температура цемента с охлаждением 112° С.
Разность температур 25° С.	'
Циркулирующая нагрузка 120300 кг/ч.
Температура охлаждающей воды 19° С.
Количество воды 1112 кг/ч.
Размеры мельницы: диаметр 3,34 м, длина 9,12 м.	/
Тепло, отдаваемое цементом:
Qz = 120300-0,2-25=601500 ккал/ч.
Тепло, поглощаемое водой;
Qw = И12[(100—19)+0,85-539] =599368 ккал/ч.
Поскольку количество тепла, отдаваемого цементом, превышает количество тепла, поглощаемого водой, можно считать, что воздух, проходящий через мельницу, отводит часть тепла [131].
Фирма «Смидт» применяет систему охлаждения цементных мельниц, в которой впрыскивание воды в первую помольную камеру контролируется по температуре материала в первой межкамерной перегородке, а подача во вторую камеру регулируется в зависимости от температуры цемента на выходе из мельницы (рис. 10.16).
Ниже приведены расчеты теплового баланса процесса охлаждения мельниц по системе фирмы «Смидт» [87 с]. Первый расчет относится к помолу клинкера с низкой температурой (50°С), а второй — к помолу клинкера с высокой температурой (150°С).
Пример 10.4.
1.	Тепловой баланс при питании низкотемпературным клинкером.
* В обоих примерах принято, что испаряется только 85% охлаждающей воды [95, 131].
184
Мельница, работающая в открытом цикле, — 4,6X14 м.
Производительность 150 т/ч.
Мощность, потребляемая мельницей, 4416 кВт.
Мощность двигателя 4650 кВт.
Принятые обозначения: температура клинкера Тк, °C, температура гипса Тс, °C, температура цемента Тс, °C, количество воздуха L, кг/ч, количество воды №, л/ч, температура воздуха TL, °C, температура воды Tw, °C.
л
Площадь поверхности мельницы: 2 — £>2+л/)/, = 235 м2
4
Тепло, поступающее в мельницу, ккал/ч:
с клинкером: 141 000-Тк-0,19,
Рис. 10.16. Охлаждение мельницы путем вспрыскивания воды (система фирмы «Смидт»)
/ — индикатор температуры; 2 — регулятор PI; 3—клапан с сервомотором; 4 — вода; 5 — воздух
с гипсом: 9000-Тс-0,19;
с воздухом: LTl- 0,24;
от двигателя: 4416-860.
Потери тепла, ккал/ч:
с цементом: 150 000• Тс • 0,19;
с воздухом: LTl -0,24;
через поверхность мельницы: 235-600;
с водяным паром: И7[639—Тw +0,46(Тс—100)].
Подставляя TK^50°C, TG = 25°C, 7’с=125°С, rL=25oC, Гтг = 10°С, получим следующие результаты.
Тепло, поступающее в мельницу, ккал/ч:
с клинкером 141000-50-0,19= 1339500;
с гипсом 9000-25-0,19=42750;
с воздухом: Д-25-0,24 = 6,ОД;
от двигателя,- 4416-860=3797760;
Всего 5180010+6,0L ккал/ч.
Потери тепла, ккал/ч:
с цементом: 150000-125-0,19 = 3562500;
с воздухом: L-125-0,24 = 30/.;
через поверхность мельницы: 235-600=141000;
с водяным паром: №[(639—10)+0,46(125—100)] =640,5№;
Всего	3703500+30Д + 640,5№ ккал/ч.
Исходя из равенства количеств подводимого и отдаваемого тепла, имеем
5 180 010 + 6, ОД = 3 703 500 + ЗОД + 640,5№;
1 476 510 = 24Д + 640,5№.
185
Точка росы воздуха, проходящего через мельницу, достигается при 65— 70° С, что соответствует 0,20—0,28 кг водяного пара на 1 кг сухого воздуха. При выделении 0,26 кг водяного пара на 1 кг сухого воздуха и температуре точки росы 68° получаем W= 0,267., и уравнение теплового баланса принимает вид
1 476510 = 241 +640,5-0,261= 190,5L.
Количество воздуха
г 1 476 510
L = ———— = 7750кг/ч = 52 кг/т цемента.
190,5
Количество воды Ц7=0,26-7750=2015 л/ч=13 л/т цемента.
При данном количестве воздуха без впрыскивания воды температура цемента составит 168° С.
2.	Тепловой баланс при питании высокотемпературным клинкером. Дано: 7к = 150°С, 7+= 25° С, Тс = 125°С, ТЬ = 25°С, 7+= 10° С.
Тепло, поступающее в мельницу, ккал/ч:
с клинкером: 141000-150-0,19 = 4018500;
с гипсом: 9000-25-0,19 = 42750;
с воздухом: L-25-0,24=6,0L;
от двигателя: 4416-860=3797760;
Всего 7859010+6/. ккал/ч.
Потери тепла, ккал/ч:
с цементом: 150000-125-0,19 = 3562500;
с воздухом: L-125-0,24=30L;
через поверхность мельницы: 235-600=141000;
с водяным паром: 1К[(639—10)+0,46(125—100)] =640,5W;
Всего	3703500+30L+640,51K ккал/ч.
Из уравнения теплового баланса получаем
7 859 010 + 67. = 3 703 500 + ЗОВ + 640,5W’;
4 155 510 = 247.+ 640,5117.
Если, как и раньше, учесть, что для эффективного улавливания пыли в электрофильтре точка росы аспирационного воздуха должна равняться 68° С и соответственно количество водяного пара должно составлять 0,26 кг на 1 кг сухого воздуха, то получим
4 155 510 = 24L + 640,5-0,267. = 190,5В.
Расход воздуха
,	4 155510
В = -----—-— = 21 814 кг/ч = 145 кг/т цемента.
190,5
Расход воды Ц7=21814-0,26=5672 л/ч=38 л/т цемента.
При найденном расходе воздуха без впрыскивания воды температура цемента составит 233° С.
При питании мельницы горячим клинкером необходимо начинать его охлаждение в первой камере, чтобы предотвратить слишком высокую температуру материала в середине мельницы. При температуре материала у первой перегородки 110° С расчетное количество воды, впрыскиваемое в первую камеру, равно 2610 л/ч=17 л/т цемента. Отсюда получаем расход воды для второй и третьей камер: 3600 л/ч=21 л/т цемента.
По данным фирмы «Смидт», результаты, полученные расчетным путем по приведенному способу, подтверждаются эксплуатационными данными.
Охлаждение цемента после помола. Приведенные выше расчеты показывают, что при водяном охлаждении мельниц тем-186
шература цемента превышает 100° С. Однако из опыта известно, что упаковка и хранение цемента в бумажных мешках требуют снижения его температуры до 65°С .
Вследствие высокой теплоемкости цемента значительное •снижение его температуры достижимо только с помощью соответствующей системы охлаждения. Во время транспортирования от мельницы к силосу температура цемента снижается только на 5—10° С; процесс охлаждения в силосе длится несколько недель.
При упаковке горячего цемента (80—-100° С) в бумажные мешки разрушаются бумажные волокна и мешки часто рвутся. При хранении горячего цемента в силосах образуются комки вследствие реакции клинкерных минералов с гидратной влагой гипса (образование сингенита) Г
Холодильник для цемента фирмы «Смидт» снижает температуру цемента со ПО до 65°С при температуре охлаждающей воды 15°С (рис. 10.17).
Горячий материал подается на днище резервуара холодильника, где захватывается внутренним вращающимся спиральным ступенчатым подъемником.
Благодаря сочетанию вертикального движения с центробежной силой цемент формирует тонкий слой, который движется вверх, прижимаясь изнутри к стенке резервуара. Этим обеспечивается высокая скорость теплообмена между горячим материалом и холодной стенкой резервуара.
Тепло, отдаваемое стенке резервуара, отводится с охлаждающей водой, равномерно омывающей всю наружную поверхность корпуса холодильника. Стекающая в виде тонкой пленки вода собирается в ванну и удаляется.
Для удаления постороннего материала (металлических обломков, цильпебса и т.п.), накапливающегося в резервуаре, в днище холодильника предусмотрено специальное отверстие.
Такие холодильники могут быть включены в действующие технологические линии.
На рис. 10.18 показана технологическая схема помольной установки с холодильником для цемента фирмы «Смидт».
Холодильники для цемента фирмы «Смидт» имеют производительность до 100 т/ч; расход охлаждающей воды при такой производительности составляет 65 м3/ч, а потребляемая мощность 90 кВт.
10.7.5.	Охлаждение цемента в центробежном воздушном сепараторе. Здесь охлаждение цемента достигается при относительно низких энергозатратах. Готовый продукт и циркулирующий материал охлаждаются одновременно, чем предотвращается нагрев до температуры обезвоживания гипса. Расход
1 Комки образуются и без участия сингенита (KzSOi-CaSOi-FbO) в связи с формированием эттрингита. (Прим, ред.)
187
охлаждающего воздуха — 0,2—0,3 кг/кг цемента (циркулирующий материал плюс готовый продукт) в зависимости от температуры воздуха и материала. Термодинамические характеристики и количество, охлаждающего воздуха должны для каждой помольной установки определяться по уравнению теплового баланса.
Рис. 10.17. Холодильник для цемента
1 — люк; 2 — подача охлаждающей воды; 3— выпуск цемента; 4—подача цемента; 5 — выход воды; 6 — удаление металлических предметов
Рис. 10.18. Схема помольной установки с холодильником для цемента
1— цементная мельница; 2, 5, 7, 9 — аэрожелоба; 3 — сепаратор; 4 — клапан; 6 — ковшовый элеватор; 8—переходный патрубок; 10 — загрузочный буикер; 11— камерный насос; 12—холодильник для цемента
На рис. 10.19 показана технологическая схема цементной мельницы, работающей в замкнутом цикле с воздушным охлаждением материала в сепараторе. Циркулирующая нагрузка составляет около 290% питания мельницы. Эта установка расходует 0,28 кг воздуха на 1 кг цемента (циркулирующий материал плюс готовый продукт). Температура готового продукта 81° С, крупки сепаратора 85° С, продукта электрофильтра 74° С.
Точность приведенных данных может быть проверена с помощью расчета, основанного на предположении о балансе между теплоотдачей цемента и отводом тепла охлаждающим воздухом. В каждом случае количество тепла равно произведению массы М и удельной теплоемкости обоих веществ 5 на разность температур. Количество продукта задается в кг/мин. Потери
188
тепла цементом при охлаждении в сепараторе до конечной температуры tf равны
MaSn(tw- if) = 1567-0,1880 (99 — tf).
Количество тепла, поглощенное охлаждающим воздухом в сепараторе, равно
Л4В SB (/f - Ко,5) = 440 • 0,2396 (К — 30,5).
Приравнивая их, получаем
1567-0,1880 (99 — tf) = 440-0,2396(^ — 30,5).
Рис. 10.19. Охлаждение цемента в воздушном сепараторе
1— питание мельницы (клинкер) 24 т/ч, 65° С; 2— мельница 2,8/2,5X12,5 м, 1000 л. с.; 3 — питание сепаратора, 94 т/ч, 99° С; 4—крупка сепаратора, 70 т/ч, 85° С; 5 — мелкая фракция сепаратора, 20 т/ч, 8Г С; 6 — воздушный сепаратор, 0 4,85 м; / — охлаждающий воздух, ЭД,5° С; 8 — воздух, 420 кг/мин (425 м3/мии), 85rfC; 9 — дополнительный воздух, 20 кг/мин, 30,5° С; 10 — пылеосадитель; // — воздух; 440 кг/мин, 77° С; 12 — вентилятор; 13 — цемент, 4 т/ч, 74° С; 14 — готовый продукт установки (цемент), 24 т/ч, 80° С
После преобразований и решения относительно tf получим tf = 81°С.
Средняя температура трех компонентов 84° С. Разница между заданной и расчетной температурой составляет 3 град, т. е. примерно 3%, чем в рассматриваемом случае можно пренебречь. Расчет подтверждает точность значений, данных на технологической схеме.
Охлаждение цемента в воздушном сепараторе системы Хей-да. Хейд [132] приводит следующие данные об охлаждении цемента воздухом в сепараторе собственной конструкции:
189
Поступающий материал Крупка
Мелкая фракция
Пыль из фильтра Свежий воздух Отработанный воздух
Количество, кг/ч
Температура, ®С
35 000	93
15 000	83
20 000	68
250	—
7500	25
7500	88
По приведенным данным, удельный расход охлаждающего воздуха составляет 7500/35000=0,214 кг воздуха на 1 кг цемента (циркулирующий материал плюс готовый продукт).
Рис. 10.20. Цементный холодильник «Фуллер»
1 — клинкер; 2 — мельница; 3 — продукт помола; 4 — охлаждающая вода; 5 — холодильник; 6 — воздух; 7 — воздушный сепаратор; 8 — крупка; 9 — готовый цемент
10.7.6. Охлаждение цемента в холодильнике системы Фуллера. На рис. 10.20 показана схема помольной установки, в которой охлаждение циркулирующего материала происходит в специальном холодильнике для цемента с псевдоожижением [133]. Этот холодильник представляет собой цилиндрическую емкость с системой охлаждающих ребристых труб. Вода поступает сверху в каждую трубу, связанную с основными магистралями подачи и отвода охладителя. У основания холодильника ниже труб расположено наклонное днище, снабженное пористой прокладкой, через отверстия которой подается воздух, приводящий материал в псевдоожиженное состояние. Такой холодильник снижает температуру материала во всем помольном цикле до 80° С и поэтому уменьшает возможность обезвоживания гипса. Одновременно температура готового цемента снижается до 50—65° С в зависимости от размеров холодильника, температуры охлаждающей воды и производительности. При этом нет необходимости в охлаждении цемента в сепараторе.
10.7.7.Размеры холодильников для цемента. В табл. 10.7.1 [134] приведены примерные размеры холодильников с псевдоожижением материала для данных размеров цементных мельниц, работающих при 500%-ной циркулирующей нагрузке, температуре клинкера и цемента 65° С и температуре охлаждающей воды 21° С.
					со со 00 оо		
							
		О	о	ио	X SX	ио	О
			00		со Ч		о
			ио	00	х со СЧ СО	со"	сч
							
					сч, О		
					4,25 4,25		
rt CU О	§	Гм	8	ио	X хХ со Ч М*	to СО	о о
Ч				00	rf X СО	сч	сч
					сч со"		
е					(I) (г)		
S							
X	8		О	ио	X о S3»	СО	о ио
	ю	о				сч	
				00			
Л							
X							
							
S							
							
X а е-	8	со	о	00	х 10	сч	о сч
ЕС	м	ю	со	00			
СО					сч		
о							
X							
S							
X					СО		
J3					00		
ч							
X				ио		СО	о
ЕС о		QO	О ОЭ		X		о
ч			сч	00	со		
о							
X					о!		
							
X S					ио		
					сч		
X Си 0J	000	QO со	сч сч	00 00	X	СО	о о
			сч		СО		
X							
л CU					СЧ		
							
X					ио		
					сч		
	8	ОЭ							о
	ю	сч		00	X		СО
					сч		
					00		
сз							
X							
X							
ч			6	сз ' X	га	SS	га”
			S	ГЗ X	Е	£	
Та	о	X	си гз	X н ч	5 s ч —: х "7?	2 га Ч	X ч
	Ч	о	СЗ	сз		£	р,
		X	Ч Н	S	2 °	сз	X
	а И	X Ч S’	X О я	X	О 2 з	ч	о я
	S X X 5	к . Э з	Ом X S	сз Оч о >» *=* И о	* РЭ X -	° X д	
	S	2 =* ® я X я Я из	о S	Я X Е И°	иа Г— <У 2 S га	Xs о -*• X иэ	ЕС о со
		° ч	Ч 2	S	СП X	2 <	
1		3 С s	£ 2	О сз из Н х sj	СЗ Ef а —	га о й. И	Е ч
190
191
11.	Удельный объем мельницы и потребляемая мощность
На рис. 11.1 показано соотношение между удельным объемом трубной мельницы в куб. футах на 1 л. с. и потребляемой мельницей мощностью в л. с. Чем больше потребляемая мельницей мощность, тем меньше удельный объем мельницы. Например, удельный объем мельницы с приводом мощностью 6000 л. с. составляет около 1,26 куб. фут/л. с., а удельный объем
мельницы мощностью 1000 л. с. — около 2 куб. фут/л. с. (1 л.с.=746 Вт).
J______I___LJ_______I_____I______I I ...
8 9 3,610 11 12 13 D, рут
Рис. 11.2. Диаметр D, мощность привода У и производительность мельницы Q (кружками, стрелкой и штриховыми линиями обозначен пример, приводимый в тексте)
Рис. 11.1. Удельный объем V и потребляемая мощность мельницы N
Размеры мельницы и удельная производительность помола. Крупные мельницы более экономичны; это установлено после двухлетних наблюдений за работой двух расположенных рядом мельниц разных размеров при помоле одинакового клинкера с получением цемента равной дисперсности и марки. У мельницы с приводом мощностью 4000 л. с. (3,95X12,4 м) удельная производительность на 1 л. с. на 12% выше по сравнению с мельницей мощностью 1500 л. с. (2,9X10,9 м) [135]. Прирост удельной производительности мельницы показан на рис. 11.2 (1 л. с.= 746 Вт).
11.1.	Соотношение L/D трубных мельниц и потребляемая мощность
Потребляемая мельницей мощность и отношение длины L к диаметру D не коррелированы. Например, у трубных мельниц мощностью 7000 и 800 л. с., работающих в замкнутом цикле, отношение £/£> = 3,2:1. Наиболее крупные современные амери
192
канские трубные мельницы для помола в замкнутом цикле имеют L/D, равное примерно 3,2. В ФРГ это отношение достигает 4,3.
Отношение L/D для мельниц, работающих в открытом цикле, равно 5—6.
11.2.	Диаметр трубных мельниц и мощность привода
На рис. 11.3 показана связь между диаметром трубной мельницы с учетом футеровки (т. е. внутренним диаметром) и мощ
ностью привода мельницы в расчете на единицу ее длины для сухого помола при коэффици-
Рис. 11.3. Диаметр мельницы в свету D и потребляемая мощность N на единицу длины мельницы
енте заполнения мелющими телами, равном 40%, и частоте вращения мельницы, составляющей 75% критической.
Для других условий вводят соответствующие поправки. При коэффициенте заполнения 35% значение мощности привода на рис. 11.3 умножают на
Рис. 11.4. Капитальные затраты А на трубные мельницы мощностью N
0,954, а при коэффициенте 32% —на 0,916. Таким же образом учитываются и типы привода.
Если мельница эксплуатируется при частоте вращения, составляющей 70% критической, то потребная мощность умножается на коэффициент 70/75=0,933.
Показанная зависимость относится к использованию в качестве мелющих тел стальных шаров с объемной массой 4570 кг/ /м3. Если мельница загружена керамическими мелющими телами (как при производстве белого цемента) с объемной массой 2212 кг/м3, то расчетная мощность привода умножается на коэффициент 2212/4570= 0,484.
13—394
193
11.3.	Капитальные затраты на трубные мельницы
На рис. 11.4 приведены капитальные затраты на трубные мельницы в расчете на 1 л. с. потребляемой мельницей мощности. Удельные капиталовлежения на единицу мощности уменьшаются с ростом мощности привода, т. е. размеров мельницы. Если затраты на 1 л. с. для мельницы мощностью 1000 л. с. принять за 100%, то затраты на 1 л. с. для мельницы мощностью 7000 л. с. составят 65%. При этом не учтена стоимость электрооборудования, мелющих тел и монтажа.
11.4.	Технические характеристики помольных установок
Характеристики помольных установок, используемых в цементной промышленности, приведены в табл. 11.4.1—11.4.7.
Таблица 11.4.1. Техническая характеристика помольных установок (США)
Число единиц оборудования	Диаметр X длина, м	Мощность привода мельницы, л. с.	Размалываемый матери ал
1	4,6X14,9	7000	Цемент
1	4,6X16,5	6600	Сырьевой шлам
2	4,6X14,9	6600	Цемент
1	3,95X12,4	4400	То же
1	3.95X14,3	4400	Сырьевой шлам
1	3,95X13,0	4400	Цемент
1	3,95X14,3	4400	
2	3,95X13,0	4400	
1	3,95X13,7	4400	>
1	3,95X13,0	4400	»
1	3,95X14,0	4400	»
1	3,95X13,0	4400	
1	3,65X16,1	4400	> '
1	3,95X12,7	3825	>
1	3,95X10,9	3450	>
1	4,25X7,3	2750	Сырьевая мука
1	3,65X10,3	2500	Цемент
2	3,65X10,3	2500	»
2	3,95X6,4	2000	
194
Таблица 11.4.2. Помол сырьевой смеси в замкнутом цикле (поставочная ведомость фирмы «Полизиус» на 1972—1974 гг.)
Примечание	С шахтной сушилкой С ударно-отра жательной су-шилкой С двухкамерной вихревой сушилкой i
и ‘edoizdeiiao dianeHtf	_ ю	о ~	со ю ю	е. ю	'•-а;	о *со	ь. -	ю ь. 04 ь. ь.	00
aodoiedeuao оггэи^	— 04 04	04	—	04	04	—	—
h/1 ‘чхэоичгсэхий OQ6Hod[J	5 5 S	5	5	So	5	2	§ 04 04 СО	04	04	—	04	04	—
Тонкость помола готового продукта. %	*°°S	2	О	ООО	О О 00	О	О	ООО	о ^cdCd	cd	ex'	cd cd 04	w ~	~	. cd £d -00	со	о	о 04 04	—	—	04	—	—	— —
сел gnhBdoj	Щ	&	Е о	о 4- о о оо	о	о о
% ‘BireHdaiew чхэонжвггд	—	ю	со xt* t4»" 04	02 СО	xt* Г4—	•—*	•—* —	04	—	—
ww ‘^eireHdaiBW oj -слчавжЛсПвЕ 4iooHuXd^	оюо	О О	ООО	о О xf СО	СО Ю	со со со	со
Тип привода	-s	g „ =5	1	§	, ’S	, 3^3^	¥	¥ — -XX.'-Он-—	s	»х e; q_	H E-	Cl	§	CL	t-	CL 3	§-& 3	S 2-	-e-	g	= -e-	2.	-e- 2	= g. 9 S =	S g.s§ £	§.« С о	X* &	О й	О	£ OJ 5	GJ	Ф	S иДс о	2Д4	c S	£	Se бет	E	о
1QH ‘BiraieJHetf чхэонТпоэд	1250 4000 5200 3400 2900 3900 3900 2400 2000
1 ‘BHeAdjue Bvaodein	C><2	О	CO	xt*	00	о	b- I XT C3	о	CO	—	О	Ю	04 I 04 04	04	—	04	04	—	—
нин/ро ‘BHHsVnsds vioxovh	CO Гм. 04	CO 04	co — r-	CO CO Xj-	CO	xi»xi»	xi»xi»uO	uO 04 —	—	—	—	—	—	—	—
Размеры: ди-аметрХдлина, м	Ю	LQ	ю О b-	04	04	Ю	to - '	- Ю	-	N- — CO xr	Ю	-	xJ-Ю-	О 04 — —	—	00	—	—	О	— ^XX	XX	XXX	X xf 00 00	CO	о	CO	00	04	Xi» т4* Ю	tO	xd* xd* xH	xH
Тип мельницы	AOO A 66 A	£6	66 О.ЕЛ П.	оЧ ЕЛ 0	=	0	= o	a m	Я . g § 3 g 4 1 «	О ° § § 5 Ct О ,я g ct<U=Sg	HR	щ ,, P ex	s	So « “ S 5 S	Я Я га g Si ячирЗч = ° 3 ч	я<и5иод CQ < s 5- чг	s v H •«. Я CQ S. S
*	Допускается содержание 5—7% более крупных частиц.
*	* R 90— остаток, %, на сите с ячейками 0,090 мм; R 200—то же, иа сите с ячейками 0,200 мм; О — отходящие газы вращающихся печей; F — горячие топочные газы; К — аспирационный воздух колосникового холодильника
13
195
S	Таблица 11.4.3. Цементные мельницы, работающие в замкнутом цикле,
05	(поставочная ведомость фирмы «Полизиус» на 1972—1974 гг.)
Тип мельницы	Размеры: диа-метрХ длина, м	Частота вращения, об/мин	Шаровая загрузка, т	Мощность двигателя, кВт	Тип привода	Расход аспирационного воздуха, м8/ч	Тип фильтра	Удельная поверхность цемента, см2/г	Производительность, т/ч	Число сепараторов	/Диаметр сепаратора, м	Примечание
«Цементро-	4,4X15,5	14,6	250	4000	Перифериче-	100 000	Рукавный	2900	135	2	6,5	
татор»					с кий							
Замкнутый	4,4X14,0	14,9	239	3500	Кольцевой дви-	80 000	»	2800	130	2	6,0	Воздушное ох -
цикл					гатель							лаждение в се-
»	4,4X16,0	14,9	276	4400	Перифернче-	80 000	»	40%	140	2	6,0	параторе Водяное охлаж-
					ский с косозу-			7? 30				дение в сепарато-
					бым зацеплени-							ре
					ем							
	4,6X15,5	15,2	317	5000	То же	80 000	Электро-	3500	105	2	6,5	
»	5,2X16,5	14,0	390	6325	Кольцевой дви-	90 000	фильтр То же	3000	300	1	7,3	
					гатель							
»	4,4X16,0	15,0	297	4100	То же	60 000	»	3700	109	2	6,0	
»	4,4X16,0	14,9	281	4600	Перифериче-	52000	»	3600	90	2	6,0	Шлаковый це-
					СКИЙ							мент
»	4,4X16,0	15,5	291	4500	Центральный	55 000	»	3000	125	1	8,5	
»	4,4X14,0	14,8	239	3900	Периферический	45 000	»	3000	НО	2	6,0	
»	4,4X15,0	15,3	260	4300	То же	91.500	Рукавный	3200	80	2	5,6	
Таблица 11.4.4. Мельницы для помола сырьевой смеси, работающие в замкнутом цикле (поставочная ведомость объединения SKET/ZAB, ГДР)
Размеры: диа-метрХ длина, м	nJ И	«3 со	£ ИЙ Н Ef SJ		Круп-	£ л о ч	СО <я	Тонкость по-	ПрОИЗВО-	сепа-5	Диаметр
	Частота щеиия, об/мин	Шаровая грузка,'	Мощное электро, гателя, i	Тип привода	гружаемо-го материала, мм	о 2 д S м Р-X о <Я н Ч <я CQ Ж	S ₽• к о	мола готового продукта, %	дитель-иость, т/ч	о © *5 У Q.	сепаратора, м
4,0X7,0	15,8	108	1450	Периферический	30	4	о	15, R 90 15, 7?90 15, R90 15, 7? 90 15, 7? 90 15, 7? 90	180 320 150 130 130 120	1	5,0 6,7 5,0 5,0 5,0 5,0
4^8X7,5 4,0X10,5 4,0X10,5 4,0X10,5 4,0X12	14,3 15,7 17 17 17	158 124 102 102 122	2500 1900 1600 1600 1950	Центральный Тоже Периферический То же »	30 30 30 30 30	4 5 5 10 8	о о о O+F О			1 1 2 1	
Таблица 11.4.5. Цементные мельницы, работающие в замкнутом цикле (поставочная ведомость объединения SKET/ZAB, ГДР)
размеры: диа-метрХ длина, м	Частота вращения, об/мин	Шаровая загрузка, т	Мощность дви г ате-ля, кВт	Тип привода	Количество воздуха. м8/ч	Фильтр	Удельная поверхность цемента, см2/г, по Блейну	Производительность. т/ч	Число сепараторов	Диаметр сепаратора, м
3,6X13	16,2	142	2100	Центральный	40 000	Электрофи льтр	3300	65	1	5,0
3,6X14	16,2	160	2300	То же	40 000	Рукавный	2800	80	1	4,5
4,0X12	15,0	164	2400	Перифериче-	50 000	»	3000	90	1	4,5
4,0X12	15,0	175	2500	СКИЙ Центральный	50 000	»	3000	95	1	4,5
4,4X15	14,0	270	3900	Периферический	60000	»	2800 	.	115 		2	5,0
ч
§ 5 gg
О ° S ® «8
О) О> О>	О> О> Oi
о	о	о	СЧ	о	о	О
о	©	о	о	о	о	о
и	«	а	и	к	к	к
ю
Г—	05	05	05	05	05	5-"
О	О	О	О	О	О	°
о	о"	о"	о	о*	о"	°
ctf	tx	к	к	bj	в?	~
о СЧ СЧ Ю сч
Таблица 11.4.6. Установки для помола, совмещенного с сушкой сырьевого материала (фирма «Иидустриаилагеи, Гумбольдт-Ведаг»)
ео и CQ
2 *5
Я CQ
S к
5 CL
S
о
СЧ
So	о	о
СЧ	со	о
сч сч
сч со
со	</? д <л	<л
_ > .1 5"1	1	-5
Ю	О	О	О	О	О	О	О	О
сч	оо	00	г-	о	со	о	—
_	—.	_	СО	м	м	сч	сч
О> СО Ь» rfO^COcO
□ QQOQQ^QQ
CQ Н HcQ Н Н CQ Н Ь*
хххххххххххххх О	СО rf	СЧОО	00	00 СО rf	оо	со	оо оо	о
lO	rf*	lO тГ	1O	rf*	rf*	rfT	LO
LS — помольная установка с пневмотранспортом материала; TD — «Доппельротатор»; BU — мельница с ковшовым элеватором и центробежным сепаратором; R 0,09 — остаток, %, иа сите с ячейками 0,09 мм; 0,2—то же, на сите с ячейками
0,2 мм; 0,075 — то же, на сите с ячейками 0,075 мм.
198
Таблица 11.4.7. Цементные мельницы (фирма «Индустрианлаген, Гумбольдт-Ведаг»)
Размеры мельницы: днаметрХ Хдлина, м	Мелющая загрузка, т	Мощность двигателя, кВт	Тип привода	Система помола	Производительность, т/ч	Удельная поверхность цемента, см?/ г, по Блейну	Число сепа-ратов	Тип сепаратора
4,4X14,5	252	3900	Периферический	ви	107	3200	I	ZUB 48
4,4X14,5	252	3900	То же	DL	95	3200	—	—
4,4X16,0	280	4400	»	ви	125	3000	1	ZUB 50
5,0X17,5	400	6700	»	ви	165	3200	1	ZUB 58
5,0X17,5	400	6400	Центральный	ви	150	3500	1	ZUB 58
4,6X15,5	297	4700	Периферический	ви	110	3600	1	ZUB 55
4,4X15,5	270	4000	То же	ви	ПО	3200	1	ZUB 48
4,8X15,5	330	5200	Центральный	ви	150	3000	1	ZUB 55
5,0X16,5	386	6200	То же	ви	220	2700	2	0 7,0 м
5,0X16,5	415	6400	Кольцевой двигатель	ви	145	4000	1	ZUB 68
5,0X16,5	415	6400	То же	ви	180	3200	1	ZUB 68
ZUB — сепаратор
DL — мельница, работающая в открытом цикле; с выносным циклоном.
11.5.	Размеры японских трубных мельниц
Эти размеры приведены в табл. 11.5.1.
Таблица 11.5.1. Размеры трубных мельииц фирмы «Кавасаки Хэви индастриз» (Япония)
Мощность привода мельницы		Внутренний диаметр мельницы, м	Длина мельницы, м
кВт	|	л. с.		
370	500	2,3—2,6	4,6—6,5
750	1000	2,7—3,2	5,4—9,0
1100	1500	3,0—3,7	6,0—10,0
1500	2000	3,2—4,0	6,5—10,5
1900	2500	3,5—4,2	7,0—11,0
2200	3000	3,7—4,5	7,5—11,5
3000	4000	: ' 4,0—4,8	8,0—12,0
3700	5000	4,3—5,1	8,5—13,5
4500	' 6000	4,5—5,3	9,0—14,0
5200	7000	4,7—5,5	9,5—14,5
6000	8000	4,9-5,5 '	11,0—15,0
6700	9000	’ 5,1—5,5	12,0—15,5
7500	10 000	' 5,2-5,5	14,5—16,5
199
11.6.	Технические характеристики некоторых цементных мельниц, выпускаемых в СССР и ГДР (помол в открытом цикле)
Эти характеристики приведены в табл. 11.6.1 [137j.
Таблица 11.6.1. Технические характеристики некоторых цементных мельниц
Показатель	Заводы-изготовители мельниц					
	Сибтяжмаш (СССР)				Народное предприятие по производству цементных установок, Дессау. Комбинат тяжелого машиностроения «Эрнст Тельман» (SKET, Магдебург, ГДР)	
Диаметр мельницы, м	2	2,2	2,6	3,2	3,2	4,4
Длина мельницы, м	10,5	13	13	15	15	15
Частота вращения, об/мин	21	20	20	16	16,4	14
Масса мелющих тел, т Производительность мельницы при остатке 6—9% на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2, т/ч Мощность привода мельницы, кВт	32	45	80	140	130	270
	10—12	17	26	54	50	НО
	350	480	820	1765	1750	3900
Масса мельницы без привода и мелющих тел, т	69,3	84	137	217	207	415
Число помольных камер	4	4	3	3	3	2
12.	Помол в замкнутом цикле
При помоле в замкнутом цикле крупная фракция материала проходит через мельницу несколько раз. Мелкая фракция после отделения в сепараторе становится готовым продуктом и больше не возвращается в мельницу. Благодаря своевременному удалению мелкой фракции из мельницы готовый продукт имеет однородный гранулометрический состав.
При одновременном прохождении материала через длинные многокамерные мельницы возникает большое число зерен различных размеров (широкий диапазон крупности), в том числе появляются фракции, ухудшающие качество продукта.
Работа измельчения осуществляется только в мельнице. Сепаратор лишь отделяет мелкую фракцию, которая уже содержится в размолотом материале; этим он улучшает условия работы измельчителя.
200
В состав помольной установки замкнутого цикла входят трубная мельница, элеваторы, сепараторы и вентилятор (рис. 12.1). Эти вспомогательные агрегаты требуют дополнительных затрат энергии, которые составляют от 10 до 20% энергозатрат мельницы. Поэтому нелегко доказать, что сепараторные мельницы характеризуются более низкими удельными энергозатратами. При возрастании удельной поверхности материала эффективность применения мельниц замкнутого цикла становится более очевидной.
Рис. 12.1. Циклы помола: замкнутый (а) и открытый (б)
При помоле цемента’важно не только значение удельной поверхности; цемент должен также иметь заданный гранулометрический состав. Обычно высокой удельной поверхности соответствует повышенное содержание мелких фракций. Однако сами по себе мелкие фракции не определяют гидравлическую активность цемента. При помоле в замкнутом цикле измельчение в основном затрагивает крупные зерна материала, поэтому в противоположность помолу в открытом цикле здесь предотвращается образование избытка мелкой фракции. Мельницы замкнутого цикла производят материал от «среднего» до «узкого» гранулометрического состава. Это свидетельствует о превосходстве сепараторных мельниц перед многокамерными.
201
По Бёрнеру [138], мельницы, работающие в замкнутом цикле, производят цемент большей гидравлической активности; это означает, что при одинаковой прочности цемент, полученный в
многокамерных мельницах, должен иметь удельную поверхность по Блейну выше на 350 см2/г.
По данным Кайля [139], средняя удельная поверхность по Блейну при помоле цемента различных марок в открытом цикле должна составлять, см2/г: для цемен-
Рис. 12.2. Зависимость между удельной производительностью мельницы (индексом работы по Бонду В) и удельной поверхностью по Блейну S; PZ — портландцемент; EPZ — железистый портландцемент: HOZ — шлакопортландце-мент; TrZ — трассовый цемент
та марки 275—3100, марки 375—3500, марки 475—5200.
С учетом указанной разности удельная поверхность, по Блейну, цемента разных марок при помоле в замкнутом цикле следующая, см2/г: для цемента марки 275 она равна 3100—350 = 2750, марки 375 — 3500—350=3150, марки 475 — 5200—350=4850.
Производительность мельниц при помоле цемента с различной удельной поверхностью может быть определена на основании кривых производительности по Якобу [106], устанавливающих связь между удельной поверхностью и удельной производительностью мельницы (рис. 12.2).
По действующим в ФРГ нормам DIN 1164 прежние марки цемента 275, 375 и 475 преобразованы в марки 350, 450 и 550, означающие прочность цемента при сжатии после 28 дней твердения. В отношении тонкости помола цемента можно отметить, что по DIN 1164 для цементов всех марок нормируется величина удельной поверхности, по Блейну, не менее 2200, а в особых
случаях — 2000. Верхний предел удельной поверхности не установлен.
В нормах ASTM (США) для портландцемента типов I, II, IV и V предусмотрена удельная поверхность, по Блейну, не менее 2800, а для быстротвердеющего (высокопрочного) цемента типа III норматив по удельной поверхности не установлен.
Пример 12.1. Для цементной мельницы производительностью L = = 24 т/ч цемента марки 275 с удельной поверхностью, по Блейну, 3100 см2/г определить: а) производительность L\ для цемента марки 375 с удельной поверхностью, по Блейну, 3500 см2/г; б) производительность L2 для цемента марки 475 с удельной поверхностью, по Блейну, 5200 см2/г.
202
Решение: согласно рис. 12.2, удельной поверхности 3100 соответствует удельная производительность /=0,8, удельной поверхности 3500—fi=0,65 и удельной поверхности 5200—Б=0,35.
24-0,65	,
----— = 19,5 т/ч;
0,8
24-0,35 г , = 10,5 т/ч.
L Li~ } г __ Lfz
2~ f 0,8
Прн переходе от цемента марки 275 к цементу марки 375 получаем снижение производительности на
(24 - 19,5) 100 ,п , ------тН------=18,7%, 24
а при переходе от цемента марки 275 к цементу марки 475 производительность падает на
(24— 10,5) 100	„
3-------—------= 56,2%.
24
Теперь можно определить производительность при помоле цемента в замкнутом цикле с учетом уменьшенных значений удельной поверхности и кривых удельной производительности по рис. 12.2.
Для цемента марки 275 при удельной поверхности 2750 см2/г получаем
0,98	„
—— 24 = 29,4 т/ч;
0,8
для цемента марки 375 при удельной поверхности 3150 см2/г
0,82
—— 24 = 24,6 т/ч;
0,8
для цемента марки 475 при удельной поверхности 4850 см2/г
0,39 — 2"
Повышение производительности по цикле составляет, %:
сравнению с помолом в открытом
для цемента марки	275
для цемента марки	375
для цемента марки	475
29,4 — 24
100 = 22,5;
24
26,4—19,5
100 = 26,1;
19,5
11,7—10,5 100= 1141
10,5
Примерно так же снижаются
значения удельных энергозатрат на помол.
Этим примером Якоб обосновывает преимущество мельницы замкнутого цикла по сравнению с мельницей с однократным прохождением материала, особенно при помоле высокомарочного цемента. По мнению Бельвинкеля учитывать следующее.
1. Крупные помольные агрегаты
[140], кроме того, нужно
обеспечивают удельные энергозатраты на 10—15% ниже по сравнению с небольшими мельницами.
203
2.	Для получения высокой производительности рекомендуется применять помол в замкнутом цикле с сепараторами.
3.	Для помола цемента переменной дисперсности следует применять замкнутый цикл, так как это более гибкая схема. Многокамерные мельницы, работающие в открытом цикле, трудно приспособить к изменяющимся требованиям. Крупные многокамерные мельницы, предназначенные для помола стандартного цемента, непригодны для более тонкого помола. Изменение дисперсности продукта многокамерных мельниц требует изменения состава мелющих тел.
4.	Замкнутый цикл более пригоден для совместного помола материалов различной размалываемости.
Кроме того, можно отметить, что при увеличении кратности циркуляции материала при помоле цемента снижается доля особо мелких и слишком крупных частиц; при помоле в замкнутом цикле снижается износ; рост кратности циркуляции повышает конечную прочность цемента, а ее снижение приводит к повышению начальной прочности цемента1.
12.1	. Сравнение производительности мельниц
Для сравнения принимают величину размалываемости, определенную с помощью специального прибора, или измельчителя. Вначале определяют удельные энергозатраты на помол в кВтХ Хч/т исходя из производительности в т/ч и энергозатрат в кВт-ч. Удельную поверхность размолотого цемента пересчитывают с см2/г на см2-106/т. Затем определяют выход удельной поверхности на единицу энергозатрат а, который для удельной поверхности от 2500 до 3000 составляет 100-106 см2/(кВт-ч). После этого на основе удельных энергозатрат, найденных с помощью прибора для определения размалываемости, и известной удельной поверхности рассчитывают выход удельной поверхности на единицу энергозатрат а' на этом приборе. Отношение а/а' служит хорошим показателем, характеризующим работу помольной установки. Эта же характеристика позволяет сравнить работу мельниц различных заводов с учетом размалываемости. Если а/а' = = 1, то выход удельной поверхности на единицу энергозатрат при эксплуатации промышленной мельницы совпадает со значением, найденным с помощью прибора для определения размалываемости. Известно, что для хорошо работающих помольных агрегатов отношение а/а' должно составлять от 1,1 до 1,5. Если «/а'<1, то помольная установка неэффективна [140].
12.2	. Площадь, занимаемая помольными установками
Кривые на рис. 11.4 показывают экономию капитальных затрат при установке крупных помольных агрегатов по сравнению с мелкими. На рис. 12.3 также представлено сравнение площадей и строительных объемов двух помольных цехов, один из ко
1 При достаточно совершенных сепараторах. (Прим, ред.)
204
торых включает две крупные мельницы, а другой — шесть малых. Применение крупных мельниц приводит к экономии площади застройки [141].
Мощность каждой крупной мельницы 4400 л. с., а каждой малой— 1500 л. с. Комплекс из двух мельниц занимает пло-
Рис. 12.3. Схема расположения оборудования и строительные объемы помольных цехов с мощными мельницами (а) и мельницами меньшей мощности (б). Суммарные производительности (т/ч) равны, масштабы изображения одинаковы, площади помещений обозначены точками
а — две мельницы по 4400 л. с., площадь помещения 963 м2; б — шесть мельииц по 1500 л. с.» площадь помещения 2778 м2
щадь 963 м2, а из шести мельниц — 2778 м2. Экономия площади застройки в первом случае составляет 65%. Экономия строительного объема на 15% меньше.
12.3	. Сравнение мельниц, работающих в открытом и замкнутом циклах
Весь цемент, производимый в США, размалывается на мельницах, работающих в замкнутом цикле с сепараторами. На этих установках в 1974 г. было выпущено 82 млн. т цемента. Почти все трубные мельницы для сухого помола сырья здесь также работают в замкнутом цикле с сепараторами [141а].
В ФРГ в настоящее время 35% цементных мельниц оборудованы воздушными сепараторами; 65% мельниц работают с однократным прохождением материала [142]. Годовая возможная производительность всех цементных мельниц в ФРГ составляет 50 млн. т цемента общего назначения, а фактическое производство цемента в 1975 г. составило 33 млн. т [142а].
В СССР в 1975 г. фактическое производство цемента достигло 122 млн. т, причем только относительно небольшое число цементных мельниц различного размера эксплуатировалось в зам
205
кнутом цикле. Советские эксперты обосновывают ограниченное применение замкнутого цикла помола следующими причинами:
1)	сложностью механического оборудования установок;
2)	частыми дефектами и поломками вспомогательного оборудования, вызванными его техническим несовершенством;
3)	недостаточным опытом эксплуатации помольных установок, работающих в замкнутом цикле;
4)	недостатком теоретических разработок в области помола в замкнутом цикле и воздушной сепарации [143].
12.4	. Тонкий помол с помощью малых мелющих тел
Помол цементного клинкера в открытом цикле с целью получения удельной поверхности, превышающей 3000—3500 см2/г по Блейну, представляет определенные трудности вследствие агре-
Рис. 12.4. Помольная установка «Минипебс»
1, 2 — загрузка клинкера и гипса; 3 — первичная многокамерная мельница; 4 — мельница для тонкого помола «Минипебс»; 5 — готовый материал; 6 — электрофильтр
гирования частиц [143а]. Фирма «Смидт» для помола в открытом цикле разработала установку «Минипебс», состоящую из двух трубных мельниц (рис. 12.4).
В мельнице предварительного помола производится измельчение цемента до удельной поверхности, по Блейну, 2500—• 3000 см2/г. В мельнице тонкого помола при работе в открытом цикле можно достичь удельной поверхности около 6000 см2/г по Блейну [143b]. В однокамерной мельнице тонкого помола мелющей загрузкой служит цильпебс размером 4—8 мм; такие мелющие тела названы минипебсом. По данным фирмы, такой помол требует меньших затрат, чем помол в замкнутом цикле (табл. 12.1). В мельницах предварительного и тонкого помо-
206
Таблица 12.1. Сравнение помола в открытом цикле на установке «Минипебс» с помолом в замкнутом цикле
Помольные испытания (Рёрдал, 3-7 марта 1969 г.)	Открытый цикл с минипебсом	Замкнутый цикл с сепаратором	Открытый цикл/Замк нутый цикл, %
Мельница:			
диаметр, м	3,8	2,9	4,2	—
длина, м	12,0	10,4	13,0	
двигатель, л. с.	3200	1400	4500	
Интенсификатор помола (ТЭА), г/т Удельные энергозатраты, кВт-ч/т:	275	275	100
мельница	33,7+13,1 = =46,8	46,4	101
воздушный сепаратор и ковшовый элеватор	0	3,2	—
Всего Цемент:	46,8	49,6	94
удельная поверхность по Блейну, см2/г	3890	3940 .	99
остаток на сите с ячейками 45 мкм	3,6	5,0	72
остаток на сите с ячейками 25 мкм Прочность при сжатии, кгс/см2 (по методике ИСО) при твердении в течение, сут:	28,5	29,7	96
1	209	195	107
3	402	380	106
7	534	517	103
28	.	•		604	588	103
ла предусмотрено водяное охлаждение для регулировки температуры цемента. Для повышения эффективности измельчения цемента с помощью минипебса применяют интенсификаторы помола: обычно добавляется триэтаноламин в количестве 200— 300 г/т. Коэффициент равномерности гранулометрического состава (угол подъема графика в системе координат 1g размера частиц — lg 1g 100%—величина остатка на ситах) примерно такой же, как и при помоле цемента в замкнутом цикле [143с]. Такую систему помола уже применяют на ряде новых установок [87с].
13.	Роликовые мельницы
В результате разработки износоустойчивых сортов стали возросло применение в цементной промышленности быстроходных мельниц. Количество используемых в настоящее время роликовых мельниц возрастает [142].
207
Роликовые мельницы характеризуются более низкими удельными энергозатратами по сравнению с гравитационными, занимают меньше места на единицу мощности и требуют значительно меньших капиталовложений. Роликовые мельницы выполняются обычно с пневмотранспортом готового продукта. Эти мельницы работают в замкнутом цикле с воздушным сепаратором и почти всегда используются в качестве помольно-сушильных установок.
В настоящее время выпускаются роликовые мельницы производительностью до 500 т/ч цементной сырьевой смеси (мельница Лёше, спаренная роликовая мельница «Полизиус», мельница MPS «Пфайфер», роликовая мельница SKET/ZAB).
Принцип действия роликовой мельницы основан на движении по броневой плите или чаше, вращающейся в горизонтальной плоскости, от 2 до 4 помольных валков, оси которых закреплены на качающихся подвесках. В небольших мельницах эти подвески соединены со стальными пружинами (пружинные мельницы), а в крупных мельницах помольное движение, т. е. давление валков на размалываемый материал, осуществляется с помощью гидравлико-пневматической системы.
13.1.	Валковые мельницы Лёше
На рис. 13.1 представлен разрез мельницы Лёше (фирма «Измельчающее и цементное оборудование Лёше», Дюссель-
Рис. 13.1. Четырехвалковая мельница Лёше с центробежным сепаратором
дорф, ФРГ) с центробежным сепаратором. Давление помольных валков на размалываемый материал в футерованной чаше регулируется гидравлическим устройством [144].
Размалываемый материал подается в мельницу сверху и падает в центр помольной чаши, затем под действием центробежных сил попадает под валки.
Отражательное кольцо, проходящее по краю чаши, способствует образованию слоя измельчаемого материала— так называемой помольной постели. Размолотый материал через край кольца выбрасывается наружу. Здесь восходящим воздушным потоком (создающимся специальным вентилятором) материал подается в центробежный сепаратор, находящийся в верхней части
мельницы; в сепараторе крупная фракция отделяется от мелкой. Крупка падает в центр помольной
208
чаши для вторичного помола, а мелкая фракция вместе с воздухом покидает установку. Встроенный конический центробежный сепаратор типа «Гиротор» разработан фирмой «Хардинг Компани» [145].
Сепаратор «Гиротор» позволяет регулировать границу разделения материала от 400 до 40 мкм. Он состоит из усеченного конусообразного ротора с серией перпендикулярных оси лопастей. Ротор окружен коническим корпусом, который собирает воздушный поток и направляет его вверх. Ротор вращается вокруг своей вертикальной оси относительно медленно и сообщает запыленному воздушному потоку центробежное ускорение; при этом более крупные частицы собираются на коническом корпусе, по которому они соскальзывают назад в мельницу для повторного помола.
Вертикальная транспортировка размалываемого материала от помольной чаши до воздушного сепаратора с помощью потока горячих газов позволяет применять такие мельницы для сушки сырья в процессе помола, тем более что загружаемый материал циркулирует 8—10 раз. Для сушки материала могут использоваться горячие отходящие газы, имеющиеся на цементном заводе.
Регулировка тонкости помола продукта производится путем изменения частоты вращения ротора сепаратора.
Мелющие детали валковой мельницы (корпуса валков и сегментная помольная чаша) подвергаются износу из-за абразивных свойств сырьевой смеси, что вызывает необходимость их замены после 1—2 лет эксплуатации. В зависимости от размера валков могут размалываться частицы крупностью до 50—100 мм без заметного снижения производительности. В мельнице Лёше валки можно в течение одного дня извлечь из корпуса мельницы и заменить новыми. Необходимо следить за планомерной заменой изношенных валков. Износ при помоле цементной сырьевой смеси составляет 0,9 г для валков и 1,5 г для помольной чаши на 1 т размалываемого материала [146].
Область применения и энергозатраты. Влажность материала (цементной сырьевой смеси), загружаемого в мельницу, может составлять 15—18%. Тонкость помола готового продукта обычно находится в пределах 6—30% остатка на сите с ячейками 0,09 мм (4900 ячеек/см2). Производительность мельницы достигает 500 т/ч цементной сырьевой смеси.
На рис. 13.2 показаны производительность и мощность привода мельниц Лёше, находящихся в эксплуатации [147].
По эксплуатационным данным, удельные энергозатраты равны 10 кВт-ч/т при помоле известняка средней твердости до тонкости помола, соответствующей 12% остатка на сите с ячейками 0,09 мм и 1 % остатка на сите с ячейками 0,2 мм при влажности известняка до 8%. Такой результат относится к крупным мельницам с диаметром помольной чаши около 2000 мм. Не-
14—394
209
большие мельницы с диаметром чаши 1400—1500 мм характеризуются удельными энергозатратами около 12 кВт-ч/т. Эта величина включает энергозатраты в сепараторе, вентиляторе, загрузочном устройстве и электрофильтре.
Гиг/ LMZ720 LM 2520 LM 2520 LM 2220 LM 2120 LM 2020 LM 1020 LM1B2O LM 1720
735кВп
355
% 305 ~~
50
100
150 О, т/ч
Рис. 13.2. Диаграмма производительности Q мельниц Лёше различных размеров (типов). Плотная штриховка обозначает легкоразмалываемый материал или крупный помол; редкая штриховка — трудно размалываемый материал или тонкий помол
При помоле угля для отопления вращающихся печей энергозатраты составляют 13,5 кВт-ч/т при 8% остатке на сите с ячейками 0,09 мм.
При расчете вентилятора следует учитывать потери давления в роликовой мельнице от 450 до 600 мм вод. ст. в зависимости от типа мельницы и фракционного состава размалываемого материала.
210
Конструкция помольной установки Лёше (рис. 13.3) для совмещенной с помолом сушки цементной сырьевой смеси отходящими газами вращающейся печи с теплообменником предусмат-
Рис. 13.3. Технологическая (/—20) и регулировочная (/—XXII) схемы напольно-сушильной установки с мельницей Лёше
1—	бункеры исходных материалов; 2 — весовые питатели-дозаторы; 3 — ленточный транспортер; 4— буферный бункер; 5 — весовой питатель мельницы; 6 — входная воронка; 7 — мельница; <8 — сепаратор; 9 — электрофильтр; 10— вентилятор; 11— вращающаяся печь; 12—кальцинатор; 13 — циклон теплообменника; 14— вентилятор теплообменника; /5 —горячие газы для сушки; /6—наружный воздух; 17 — воздухоподогреватель; 18 — запорные клапаны; 19— распределительный клапан; 20 — выгрузка готового продукта; 1— регулирующие устройства; II — контрольная панель с дисплеями и сигнальными приборами; III — контроль давления после вентилятора теплообменника; IV — совместная панель теплообменника и мельницы; V — прямое управление работой электрофильтра; VI — управление сепаратором; VII— индикатор частоты вращения; VIII — нагрузка электродвигателя привода; IX— управление клапанами в воронке мельницы; X— контроль установки клапанов; XI — регулировка; XII — фиксация и управление разрежением за фильтром; XIII — регулировка вентилятора; XIV — фиксация нагрузки вентилятора; XV — контроль воздухонагревателя; XVI — контроль температуры за мельницей; XVII — контроль и регулирование питания мельницы; XVIII — контроль смазочной системы главного привода; XIX—контроль и регулирование давления измельчения (валков); XX— контроль нагрузки главного привода; XX/— дисплей (монитор) вибраций мельницы; XXII — контроль дозирования компонентов сырьевой смеси
ривает помимо нормальной эксплуатации, при которой отходя-щие от печи газы подаются в мельницу и при необходимости смешиваются с добавочными горячими газами, возможность непосредственной подачи печных газов к фильтру системы пылеудаления при остановке мельницы.
13.2.	Шаровые кольцевые мельницы
Мельницы Петерса (фирма «Клаудиус Петерс», Гамбург, ФРГ), ранее называвшиеся мельницами Фуллера — Петерса,
14*
211
применяются в цементной промышленности для помола угля в основном там, где нет другого топлива. Установка состоит из помольной камеры, сепаратора и редуктора привода. В помольной камере вращается нижнее кольцо, а верхнее установлено неподвижно. С помощью регулируемых стальных пружин или гидравлического (гидравлико-пневматического) устройства верхнее 7
Рис. 13.4. Мельница Петерса
1 — сырой уголь; 2 — угольная пыль к форсунке вращающейся печи или циклонам (готовый продукт); 3—подача горячего воздуха; 4 — регулируемые лопасти для установки тонкости помола; 5 — воздушный сепаратор; 6 — гидравлико-пневматическое устройство для передачи давления; 7— мелющие шары; 8 — нижнее вращающееся измельчающее кольцо; у— воздух; 10 — приводная передача мельницы	f J
помольное кольцо прижимается к мелющим шарам, плотно прилегающим одни к другим; шары, зажатые между кольцами, вра-щаясь, образуют подобие шарикового подшипника.
Размалываемый материал с помощью дозатора подается сбоку через корпус мельницы или в центре через сепаратор в помольную камеру (крупка) и под действием центробежных сил поступает в зазор между мелющими шарами. Размолотый материал попадает на края помольной зоны, подхватывается вос-
212
ходящим воздушным потоком и поступает в сепаратор. Крупные
зерна, отделенные в сепараторе, падают назад в зону помола, а
мелкая фракция вместе с воздухом покидает мельницу.
Влажный материал может подвергаться в мельнице интенсивной сушке путем подачи воздуха или горячих газов соответствующей температуры. По данным поставщиков, температура поступающих газов не должна превышать 600° С.
Мельница Петерса типа ЕМ заполняется износоустойчивыми мелющими шарами из пустотелых стальных отливок. В зависимости от размера мельницы диаметр мелющих шаров может достигать 1250 мм.
На рис. 13.4 схематически представлена мельница Петерса, а на рис. 13.5 — мелющий шар и помольная поверхность (или кольцо) кольцевой мельницы.
В табл. 13.2.1 приведена производительность в т/ч кольцевых мельниц Петерса модели ЕМ при помоле угля (100 ед. по Хардгроуву) до уровня дисперсности, соответствующего остатку 10— 35% на сите с ячейками 0,09 мм.
Рис. 13.5. Мелющий шар и помольная чаша мельницы Петерса
13.3.	Пружинная роликовая мельница Раймонда
В цементной промышленности США широкое применение для помола угля, совмещенного с сушкой, получили роликовые мельницы Раймонда. Они имеют все основные признаки валковых мельниц. Такая мельница состоит из кольца, закрепленного во вращающейся помольной чаше. Мелющие ролики прижаты пружинами к помольному кольцу. Окружная скорость помольной чаши составляет 5,3—6,5 м/с.
На рис. 13.6 показаны фрагменты помольного кольца и ролика пружинных роликовых мельниц Раймонда. Конструкция, представленная на рис. 13.6, а, применяется при помоле угля для топок с принудительной тягой, а на рис. 13.6.6 — для топок с подачей воздуха под давлением.
Помол в мельнице Раймонда осуществляется с использованием встроенного классификатора, при регулировке которого достигается тонкость помола, характеризуемая остатком 20— 30% на сите с числом ячеек 6400 на 1 см2. Регулировка тонкости помола может осуществляться в процессе эксплуатации. Влияние тонкости помола размалываемого материала на производительность мельницы Раймонда показано на рис. 13.7 [148].
Производительность и размеры пружинных роликовых мельниц Раймонда приведены в табл. 13.3.1. Эти данные относятся к
213
Таблица 13.2.1. Производительность мельниц Петерса, т/'
00	сч	оо	со ю	сгГ	—?	оо	— о	сч	ю	о	оо	о -н	-н	-н	-М	СЧ
С0	г-	г-	сч	г-	сч сч	оо"	СО	ю	о	00 г-.	оо	О	0-1	со
rh	со	со	со	со	со СО	to	со"	Th	со	—« LO	С0	г-	оо	о	о
Th	г-	сч	о	со С0	С0	С0	СО	•—	СО Th	to	со	г-	оо	оо
со	ю	оо	^h СО	О	Г-"	СЧ	оо	СО со	ть	ть	ю	to	со
сч	со	О	СЧ	tO	00 t-.	со	оо	со	г- сч	со	со	rh	Th	to
сч	—-	г-	сч	г-	сч сч	Г-	со	со	сч СЧ	СЧ	со	со	СО	Th
со	со	оо	Th	о	г- СО	О*	со"	ссГ	О	' —	сч	сч	сч	сч	со
—	о	г-	оо	ст>	о со	со	со	О	сч	LO —И	-И	-М	СЧ	сч	сч
С0	Ь-	Г-	СЧ	Г-	СЧ СП	-т	со	LO	со	оо
Th	со СО	Г-"	СП	о"	—	СЧ
Th	Th	со	о	г-	ть Th	to"	со"	г-	г-	оо
ю	-т	со	о	ть	со сч	со	со	Th	Th	Th
—	Th	со	оо	о	—* -И	—«	-И	—.	сч	СЧ
ю	о	ю	о	ю
—1	СЧ	СЧ	СО	Г)
Таблица 13.3.1. Характеристика пружинных роликовых мельииц Раймонда
Показатель	Тип мельиицы	
	RB	RPS
Топка	С тягой	С подачей воздуха под давлением
Маркировка размеров	№ 312— №753	№ 423— №863
Производительность, т/ч Мощность двигателей, включая привод вентиля-	1,8-30	6—53
тора, л. с.	40—500	100—900
Частота вращения двигателя, об/мин	1800—1900	1200—900
Рис. 13.6. Мелющая чаша и ролики мельницы Раймонда
о —для тонкого помола; б — для более низкой дисперсности
Рис. 13.7. Диаграмма производительности Q мельницы Раймонда в зависимости от размалываемости К угля, по Хардгроуву, при различных уровнях дисперсности продукта
214
215
углю с индексом размалываемости 55 по шкале Хардгроува и помолу угля до 30% остатка на сите с числом ячек 6400 на 1 см1 2 при начальной влажности около 12%.
13.4.	Валковая мельница системы MPS
Конструкция мельницы MPS в основном совпадает с другими роликовыми и валковыми мельницами. Однако в мельнице MPS установлены три неподвижных мелющих валка, прижатых
Рис. 13.8. Мельница MPS: вентилирование и удаление посторонних металлических предметов
1 — подача воздуха; 2— пнтаине мельницы; 3 — короб для выброса металлических предметов
Рис. 13.9. Мельница MPS в разрезе
к вращающейся чаше. Требуемое для помола давление создается гидропневматической системой через пружины, равномерно прижимающие все три валка. Совмещение помола с сушкой в этих мельницах основано на принципе противотока, что схематически показано на рис. 13.8.
Горячие газы поступают через кольцо с дюзами, расположенное по окружности помольной чаши, просушивают размалываемый материал и одновременно транспортируют его вверх к сепаратору. Посторонние металлические предметы падают вниз через кольцо с дюзами и удаляются.
Мельница MPS Пфайфера имеет в зоне помола относительно большое свободное поперечное сечение. Благодаря этому гидравлическое сопротивление мельницы невелико. С другой стороны, это позволяет более эффективно использовать для сушки
216
отходящие газы вращающейся печи с низким тепловым потенциалом.
При применении помольной установки MPS Пфайфера с дополнительной топкой можно, например, произвести сушку материала влажностью 18% до влажности около 0,7%. При этом температура горячих газов на входе в мельницу составляет 450° С, а на выходе из сепаратора — около 105° С.
На рис. 13.9 показан поперечный разрез мельницы MPS.
Рис. 13.10. Диаграмма производительности (Q, т/ч цементного сырья умеренной твердости) мельниц MPS различных размеров в зависимости от требований к дисперсности (по остатку R, мае. %, на сите 0,090 мм)
В цементной промышленности мельницы MPS нашли широкое применение для помола, совмещенного с сушкой сырьевых смесей и угля. Такие мельницы производительностью до 300 т/ч цементной сырьевой смеси поставляются фирмой «Пфайфер» (Кайзерслаутерн, ФРГ). Мельницы MPS получают все большее распространение для помола угля в цементной промышленности и энергетике. Из 800 мельниц MPS, изготовленных до 1977 г., 600 используются для помола угля, а 100—-исключительно для помола цементных сырьевых смесей.
Удельные энергозатраты при помоле с сушкой сырьевой смеси составляют 9 кВт-ч/т, из которых 5,8 кВт-ч/т приходится на собственно помол до тонкости 18% остатка на сите с ячейками 0,09 мм. Остальные 3,2 кВт-ч/т расходуются на преодоление гидравлического сопротивления мельницы, составляющего 360 мм вод. ст. [148а].
У наиболее распространенных типов этих мельниц диаметр мелющих валков составляет 1400—2500 мм. Их износ при помоле угля равен 12 г/т (нетто) и 29 г/т (брутто). Мелющие валки и поддон изготовляются из сплава «Нихард» с твердостью, по Виккерсу, 650.
На рис. 13.10 показаны графики производительности мельниц MPS, которая в значительной степени зависит от размалываемости различных сырьевых смесей.
217
Графики, показанные па рисунке, относятся к цементной сырьевой смеси средней твердости. В зависимости от твердости размалываемого материала крупность частиц материала, загружаемого в валковую мельницу с чашей, может составлять до 10% диаметра мелющих валков. В крупных мельницах при относительно мягком материале наибольший поперечник зерен в питании мельницы допускается до 300 мм. Поэтому здесь в отличие от шаровых мельниц отпадает необходимость в предварительном дроблении.
Износ мелющих деталей мельницы M.PS также зависит от свойств размалываемого материала. Для мягких цементных
Рис. 13.11. Удельные энергозатраты X при помоле сырья различной твердости в мельнице MPS в зависимости от дисперсности (по остатку А? па сите 0,090 мм)
1 — «мягкое сырье» (мергель); 2 — сырье средней твердости; 3 — «твердое» сырье (сплошные линии — энергозатраты в мельнице; штриховые линии — то же, в установке в целом)
сырьевых смесей износ составляет 0,1 г/т, но в особых случаях может возрастать до 15 г/т. Изнашивающиеся детали чаши и валков состоят из сегментов, которые могут быть легко заменены.
На рис. 13.11 приведены графики энергозатрат при помоле в мельницах MPS сырьевых смесей трех типов до тонкости помола от 4 до 40% остатка на сите № 009. Энергозатраты приведены непосредственно для мельницы н в целом для помольной установки со всем вспомогательным оборудованием.
13.5.	Роликовые мельницы фирмы «Полизиус»
Конструкция и принцип действия роликовых мельниц фирмы «Полизиус», предназначенных для помола, совмещенного с сушкой, показаны на рис. 13.12 и 13.13.
Материал подается через загрузочное отверстие на мелющую чашу. Два двойных ролика, т. е. четыре элемента, приводятся в движение вращающейся мелющей чашей. Роликовая пара может свободно перемещаться и принимает положение, соответствующее частоте вращения помольного поддона, а также высоте размалываемого слоя. Благодаря этому достигается постоянный контакт роликов с размалываемым материалом. Давление на ролики передается с помощью пневмогидравлического устройства. Измельчаемый материал перемещается к краю помольной чаши, где под действием потока газов, выходящих из
218
кольца с дюзами, поднимается вверх к сепаратору. Крупные частицы материала, отделенные в воздушном сепараторе, падают в центр помольной чаши, а мелкие направляются в электрофильтр. Если поток газа недостаточен, то он не захватывает крупных частиц, которые падают вниз через кольцо с дюзами и снова подаются ковшовым элеватором к загрузочному отверстию мельницы. Такая конструкция роликовой мельницы обладает
Рис, 13.12. Конструкция роликовой мельницы «Полизиус»
Рис. 13.13. Технологическая схема установки с роликовой мельницей «Полизиус»
преимуществом, связанным с возможностью эксплуатации так-
же при небольшом расходе газа.
Роликовая мельница «Полизиус» производительностью 233 т/ч по сухой сырьевой смеси имеет следующую техническую характеристику:
Диаметр помольной чаши, мм........................................4100
Частота вращения чаши, об/мии.....................................26,7
Диаметр мелющих роликов, мм.......................................2150
Давление роликов на помольную чашу, тс...........................300
Мощность двигателя, кВт...........................................1250
Влажность загружаемого материала,	%...........................5,3
Остаточная влажность сырья, %....................................0’6
Крупность частиц загружаемого материала, мм......................до 40
Топкость помола по остатку на сите 0,09 мм, %...................13,4
То же, 0,2 мм, %.................................................1,0
Удельные энергозатраты в целом, кВт-ч/т........................11,15
Удельные энергозатраты на помол, кВт-ч/т........................4,95
Расход воздуха, м3/ч..........................................360000
Содержание пыли в циркуляционном воздухе, г/м3...................635
Статический напор вентилятора, мм...............................—940
Температура отходящих газов, °C...................................90
Высота над уровнем моря, м.......................................350
Разрежение перед мельницей, мм...................................120
Разность напора между мельницей и сепаратором, мм................700
Подсос наружного воздуха, % общего количества.....................10
219
Рис. 13.14. Общий вид роликовой мельницы «Полизиус»
Для сушки названного количества сырьевой смеси используются отходящие газы печи с теплообменником. Из приведенных выше характеристик видно, что значительная часть расхода энергии приходится на вентилятор. По сравнению с трубной мельницей, работающей на этом же цементном заводе, установка, включающая роликовую мельницу, дает экономию энергии около 13% [184а.1].
На рис. 13.14 показан общий вид роликовой мельницы «Полизиус». В такой мельнице только отходящими газами теплообменника может быть высушена сырьевая смесь влажностью не более 8%. Если
подводится дополнительный теплый воздух от воздухонагревателя, то в процессе помола можно высушивать сырьевую смесь, имеющую начальную влажность до 18% [148а.2].
13.6.	Запорные устройства газопроводов
Обычно валковые мельницы работают в качестве помольносушильных установок. Для экономии тепловой энергии эти мельницы снабжаются теплом отходящих газов вращающихся печей и теплообменников. Для этого необходимы газопроводы соответствующих размеров, в которых установлены задвижки для перекрытия потока газа. Наибольшее распространение в цементной промышленности получили задвижки фирмы «Цур Штиге унд Яних» (Нойбекум, ФРГ), так называемые серповидные задвижки (рис. 13.15). Они выпускаются для трубопроводов диаметром 500—4500 мм. Эти задвижки устанавливаются в трубопроводах при использовании отходящих печных газов, перед мельницами и после них, в патрубках электрофильтров, в воздухопроводах, причем содержание пыли в циркуляционном воздухе может составлять до 1000 г/м3. Кроме того, такие задвижки могут быть установлены в горячих воздухопроводах, соединяющих клинкерный холодильник с предварительными кальцинаторами сырьевой смеси (так называемые воздухопроводы третичной системы). Серповидные задвижки в специальном исполнении могут применяться при температуре до 700° С и давлении газа до 500 мм. Электрическое дистанционное управление позво-220
Рис. 13.15. Серповидная задвижка диаметром 3000 мм с газонепроницаемым корпусом и гидравлическим приводом
Рис. 13.16. Торцовая дисковая задвижка с ручным управлением для контроля подачи запыленных газов по трубопроводам прямоугольного сечения
ляет приводить задвижки в действие с помощью пневматической или гидравлической системы.
На рис. 13.16 показана так называемая торцовая дисковая задвижка той же фирмы; номинальные размеры ее 3600Х Х3000 мм. Она предназначена для перекрытия трубопроводов отходящих запыленных газов вращающихся печей при температуре до 400° С. Перепад давлений может достигать 1400 мм вод. ст. В этой задвижке имеется приспособление для центральной смазки. Существуют конструкции, пригодные для квадратных или прямоугольных трубопроводов сечением до 20 м2. При соответствующем выборе материалов такие задвижки могут применяться при температуре газов до 800° С. Торцовые дисковые задвижки можно устанавливать во всех газопроводах цементного завода. Они служат в основном для отключения газопроводов при ремонте оборудования [148а.З]. Торцовая дисковая задвижка, приводимая в действие вручную, применяется там, где нецелесообразно использовать дорогостоящие задвижки с дистанционным управлением.
221
14.	Способы помола, находящиеся в стадии разработки
14.1.	Планетарная шаровая мельница
Независимо от других факторов производительность шаровой мельницы прямо пропорциональна удельному весу мелющих тел. Мелющие тела, которые тяжелее стали (удельный вес стальных шаров 7,8 тс/м3), соответственно повышают производительность шаровой мельницы. Мелющие тела из карбида вольфрама (удельный вес 14 тс/м3) позволяют повысить производительность мельницы, однако применение таких шаров неэкономично [148b]. Поэтому появилась идея замены мелющих шаров большого удельного веса центробежными силами. .
Центробежная сила определяется по формуле
F = тю2 г,
где т — масса вращающегося мелющего тела; ш — угловая скорость в радианах; г — радиус вращения.
Рис. 14.1. Схема плане-i тарной шаровой мельницы с двумя мелющими цилиндрами:
1—мелющий цилиндр; 2 — планетарное зубчатое колесо; 3 — сателлитная шестерня; 4 — главная ось вращения; 5 — центральное зубчатое колесо
Если в эту формулу подставить т = =0,5 кг (стальной шар диаметром около 50 мм), (0=3 об/с=6л, г=1 м, то получим F=0,5 (6л)2-1 = 177,5 кгс/(м-с2), что соответствует усилию 177,5/9,81 = = 18 кгс.
На этом основан принцип центробежных, или планетарных, шаровых мельниц. Планетарная шаровая мельница состоит из двух или нескольких параллельных мелющих цилиндров, вращающихся по окружности вокруг общей оси. На рис. 14.1 показана схема поперечного сечения планетарной шаровой мельницы с двумя мелющими цилиндрами [148с].
Радиус вращения системы R больше радиуса мелющего цилиндра г. На мелющие тела, находящиеся в цилиндрах, воздействуют центробежные силы. Возникающие силы инерции мелющих тел значительно больше гравитационных сил,
которые в этих условиях не имеют существенного значения. На содержимое мельницы оказывают влияние две силы: центробежная, возникающая при вращении вокруг главной
оси;
центробежная, возникающая при вращении мелющих цилиндров вокруг собственных осей.
Их сочетание позволяет уменьшить рабочий объем мельницы
и мелющую загрузку.
222
Кроме того, можно отметить, что производительность мельницы пропорциональна кубу частоты вращения вокруг главной оси, а траектория движения мелющих тел в цилиндрах зависит от соотношения между R и г.
На рис. 14.2 показана принципиальная схема планетарной шаровой мельницы с четырьмя мелющими цилиндрами, предназначенной для мокрого помола оксида железа [148d]. Длина мелющего цилиндра равна 1000 мм, его внутренний диаметр
Рис. 14.2. Принципиальная схема планетарной шаровой мельницы для мокрого помола
150 мм. Редуктор расположен между двигателем и главным валом. Планетарная система и мелющие цилиндры вращаются в противоположных направлениях. Питание и разгрузка мельницы производятся через полые валы. Частота вращения планетарной системы 366 об/мин. Частота вращения мелющих цилиндров по отношению к планетарной системе равна 725 об/мин. Мощность привода для одного мелющего цилиндра равна 22 кВт, а для всей мельницы — 88 кВт. При обычном уровне производительности такой планетарной мельницы энергозатраты на помол оксидов железа составляют только около 3% затрат в шаровой мельнице [148е].
Планетарная шаровая мельница с тремя мелющими цилиндрами производительностью около 5,5 т/ч для помола кускового золотоносного кварцита крупностью 7 мм до крупности 0,074 мм (70% частиц) имеет массу около 1 т [148f]. Шаровая мельница обычной конструкции с такой же производительностью весила бы около 25 т.
Жуазель [148g] (институт CERILH, Париж [148h]) предложил формулу, позволяющую определять размеры планетарных
223
шаровых мельниц для промышленных целей при заданной производительности Р:
[	R
P=pLrlN3\ 1,54 + 0,2 — \	г
где р — число планетарных цилиндров; L — рабочая длина мелющего цилиндра, см; г — внутренний диаметр мелющего цилиндра, см; R — расстояние между осью мелющего цилиндра и главной осью, см; N — частота вращения мелющего цилиндра вокруг главной осн.
Рис. 14.3. Принципиальная схема планетарной шаровой мельницы для сухого помола
Из этой формулы видно, что повышение производительности мельницы требует увеличения диаметра мелющего цилиндра и частоты вращения вокруг главной оси. В качестве исходных данных использовались результаты лабораторных помолов. В опытной планетарной мельнице при порционном помоле цемента с частотой вращения 160 об/мин в течение 5 мин достигнута удельная поверхность, по Блейну, 3000 см2/г при засыпке в каждый цилиндр по 2,8 кг размалываемого материала (два мелющих цилиндра длиной по 20 см). При непрерывной эксплуатации опытной мельницы можно достичь производительности, равной 2,8-2 (60; 5) =67,2 кг/ч.
Мельница с шестью мелющими цилиндрами длиной 60 см будет иметь производительность 67,2-3-3 = 604,8 кг/ч. При уд-224
военной частоте вращения (N ==320 об/мин) производительность будет равна 604,8-23 = 4838,4 кг/ч, а при увеличении частоты вращения в 4 раза (640 об/мин) производительность станет равной 604,8-43=38,7 т/ч. Строительный объем, необходимый для размещения такой мельницы, составляет 1,5 м3 [65].
Преимущества планетарной шаровой мельницы: низкая стоимость изготовления и эксплуатации, малая масса, регулировка тонкости помола путем изменения частоты вращения, возможность снижения размеров мелющих шаров в 4 раза по сравнению с обычными шаровыми мельницами.
Однако она имеет и некоторые недостатки. Малая масса мелющих тел и футеровки мельниц по сравнению с массой проходящего через мельницу материала требует частой замены стальных деталей. При помоле цемента имеется большая вероятность превышения критической температуры, однако опасность возникновения такой ситуации может быть снижена при интенсивной вентиляции мелющих цилиндров. Пока не найдено удовлетворительное конструктивное решение, обеспечивающее надежное питание и разгрузку мельницы. Поскольку идея планетарных шаровых мельниц уже не нова, в настоящее время во многих странах ведется работа по совершенствованию таких мельниц и доведению их до промышленной эксплуатации [99].
Управление южноафриканских рудников применяет планетарную шаровую мельницу с двигателем мощностью 1000 кВт для размола золотоносной руды [114].
14.2.	Дробление с помощью электрических разрядов
При известных условиях электрический разряд может создать чрезвычайно высокое давление газа. Это давление возникает при термическом расширении сжатого газа, нагретого до высокой температуры электрическим разрядом. Еще большее давление может быть получено, когда такая температура вызывает превращение в газ жидкости, находящейся в замкнутом объеме. Достаточно простой электрической цепи, чтобы вызвать разряд между находящимися в воде электродами, на которые подано напряжение от 10 до 100 кВ [1481].
Мощное выделение энергии — «электрогидравлический удар» — сопровождается звуковыми и ударными волнами большой механической силы. Можно ожидать, что это электрогид-равлическое явление, названное подводной молнией, поможет решить важные технические задачи.
С помощью «электрогидравлического удара» электрический сигнал может быть преобразован в механический импульс со временем запаздывания (1 —10) 10-6 с. Этот импульс вызывает волну высокого давления, перемещающуюся со скоростью 15 000 м/с; такую же волну порождает взрыв мощностью 400 000 кВт. Таким образом, мощность при электрогидравличес-ком ударе в 18 раз превышает мощность, выделяемую нитрогли
15—394
225
церином. Этот способ был в многочисленных экспериментах испытан при дроблении горных пород и других твердых тел.
Исследования, проведенные Управлением вооружений армии США, показали, что при подводном разряде создается давление до 5000 ат. Для увеличения давления подводной волны необходимо повысить поперечное сечение разрядного канала, а также установить больше электродов [148к].
На основе этих испытаний и теоретических расчетов был сделан вывод, что для дробления 1 т известняка крупностью 45 мм до частиц размером 1 мкм требуется только 8—10 кВтХ Хч/т.
Эти данные позволяют определить эффективность нового способа дробления по сравнению с помолом в трубной мельнице. Для такого сравнения примем, что цементная сырьевая смесь состоит из известняка (80%) и мергеля (20%) с одинаковой размалываемостью.
Удельная поверхность частиц размером 1 мкм равна 30 000 см2/г (см. рис. 10.2). Удельная поверхность цементной сырьевой смеси с 14% остатка на сите 0,09 мм составляет 2400 см2/г (см. рис. 10.3). Для получения 1 т сырьевой смеси требуются энергозатраты 23 кВт-ч. Если принять для расчета энергозатраты при электрогидравлическом измельчении 10 кВт-ч/т, то получим: 1000000 г-3 м2
-------------= 300000 м2/кВт- ч (при электрогидравлическом измельчении); 1 м2-10 кВт-ч
1000000 г-2400 см2
---------------= 10435 м2/кВт-ч (при помоле в трубной мельнице).
10000 см2-23 кВт-ч	F	’
Таким образом, эффективность измельчения электрогидрав-лическим способом в 300 000/10435«29 раз выше, чем в трубной мельнице.
Достаточно 23/29 = 0,8 кВт-ч, чтобы электрогидравлическим способом произвести помол 1 т сырьевой муки до удельной поверхности 2400 см2/г по Блейну. Это, конечно, существенное преимущество, но для использования электрогидравлического способа требуется его разработка в промышленном масштабе1.
15.	Воздушные сепараторы	'
В цементной промышленности наибольшее распространение получили механические центробежные воздушные сепараторы рассеивающего типа. В этих сепараторах материал рассеивается
1 В СССР считают перспективным также струйный способ измельчения (см. ссылку [1] в списке дополнительной литературы). Имеется уже достаточно данных об эффективности струйных мельниц при помоле сырьевых компонентов (кроме мела), сырьевой смеси и цемента. (Прим, ред.)
226
в зоне сепарации с помощью распределительного диска. Питание сепаратора материалом осуществляется различными способами. Большинство механических воздушных сепараторов создает поток воздуха внутри корпуса, поэтому их и называют воздушными. В механические воздушные сепараторы можно также подавать воздух извне.
Принцип работы сепаратора. Действие воздушного потока на частицу материала пропорционально ее поверхности, т. е. квадрату ее среднего размера. Воздействие силы тяжести на
Рис. 15.1. Схема механического воздушного сепаратора рассеивающего типа
1 — загрузочный патрубок; 2—ротор сепаратора; 3— контрольные задвижки; 4—зона подъема мелкой фракции; 5 — зона сепарации; 6 — крыльчатка; 7 — распределительный диск; 8 — зона расположения мелкозернистого материала; 9 — венец направляющих лопаток; 10 — место нахождения крупнозернистого материала; 11— выпуск мелкозернистого материала; 12 — выпуск крупнозернистого материала
частицу материала пропорционально ее объему, т. е, кубу среднего размера частицы. Поэтому с увеличением размера свободных частиц влияние силы тяжести возрастает быстрее, чем влияние восходящего воздушного потока постоянной скорости. И наоборот, частица материала тем легче захватывается данным воздушным потоком, преодолевающим силу тяжести, чем меньше ее размеры [149].
На рис. 15.1 показан обычный механический центробежный воздушный сепаратор рассеивающего типа. Материал подается в загрузочную трубу, через которую проходит вал привода, и падает на распределительный диск. Ротор сепаратора создает стационарный циркулирующий поток воздуха, в который попадают частицы материала, рассеянные распределительным диском.
На материал, покинувший распределительный диск, воздействуют три силы (рис. 15.2,а): центробежная сила Fc, подъемная сила воздушного потока Fa и сила тяжести Fg.
Основными факторами, влияющими на отделение мелких зерен от крупных, являются скорость и расход воздуха, а также частота вращения ротора.
15*
227
Распределительный диск должен передать частицам центробежный импульс, достаточный, чтобы отбросить их в зону сепарации быстрее, чем новая порция загружаемого материала достигнет середины диска. Радиальные распределительные ребра, наваренные на диск, препятствуют соскальзыванию материала. Более тяжелые и крупные частицы отбрасываются дальше и, когда теряют центробежный импульс, оседают под действием силы тяжести. Если они ударяются о стенку сепаратора, то си-
s)
Рис. 15.2. Сепарируемые частицы и пристенный эффект в воздушном сепараторе (Fc — центробежная сила; Fd — подъемная сила
1 воздушного потока; Fg — сила тяжести)
1 — «прилипание» крупных частиц к стенке (пристенный эффект циклонного типа); 2—увлечение ими мелкой фракции
лы, порождаемые пристенным эффектом, направляют их вниз в конус крупки [150].
На рис. 15.2,6 показан циклонный пристенный эффект, а также захват мелких частиц крупными 1; в связи с этим не возникает четкое разделение на фракции.
Мелкие частицы до определенного размера подхватываются восходящим воздушным потоком и через зазоры между лопастями крыльчатки и ротора попадают во внешний конус сепаратора— конус мелочи. Под зоной сепарации находятся щели для возврата воздуха с направляющими лопастями. Через них ротор просасывает воздух из конуса мелочи в зону сепарации. Выделение мелкой фракции во внешнем конусе из нисходящего воздушного потока возникает благодаря уменьшению его скорости и изменению направления. Поскольку наиболее мелкие частицы, скорость осаждения которых невелика, всегда взвешены в воздушном потоке, нет возможности предотвратить циркуляцию части мелкой фракции, попадающей и в крупку.
Ротор, крыльчатка и распределительный диск смонтированы на общем валу. Крыльчатка препятствует движению потока воздуха, всасываемого ротором. Это противодействие можно регулировать, изменяя число лопастей крыльчатки. Увеличение числа лопастей приводит к ослаблению восходящего воздушного потока. Изменение числа лопастей крыльчатки1 2 необходимо при переходе на цемент другой марки, для этого помольную установку останавливают.
1 В отечественной литературе такой захват часто называют ортокине-тической коагуляцией: выпадающие крупные частицы «сбивают» витающие мелкие частицы п увлекают их с собой. (Прим, ред.)
2 Называются также контрлопастями. (Прим, ред.)
228
Другую возможность настройки воздушного сепаратора дают горизонтальные контрольные задвижки, с помощью которых можно изменять поперечное сечение восходящего воздушного потока. Регулируя задвижки, можно ослаблять поток воздуха, благодаря чему граница сепарации сдвигается в сторону мелких фракций. Такую регулировку можно производить во время эксплуатации установки [151].
Лопасти ротора также можно регулировать, уменьшая или увеличивая его диаметр. При максимальном удалении лопастей от оси и широко открытых задвижках производительность сепаратора возрастает, но при этом загрубляется продукт сепарации.
По рекомендациям поставщиков, материал, подаваемый в сепаратор, должен содержать около 70% мелкой фракции, а циркулирующая загрузка должна составлять около 200% [152]. Готовый продукт сепаратора оценивают по содержанию крупных частиц в мелкой фракции.
Производительность сепаратора определяется содержанием мелкой фракции, попадающей в крупку или присутствующей в ней.
Производительность сепаратора снижается с повышением степени дисперсности готового продукта. Эффективность работы сепаратора зависит от типа мельницы, к которой он подключен. Четкость разделения на фракции в воздушном сепараторе тем выше, чем больше отношение длины мельницы к ее диаметру, т. е. чем меньше циркулирующая нагрузка [153, 154].
15.1.	Соотношение размеров обычных воздушных сепараторов
На рис. 15.1 слева показаны зоны сепарации и подъема мелкой фракции. Высота обеих зон имеет решающее значение для классифицирующего действия воздушного сепаратора. Восходя-
щии воздушный поток должен иметь возожность более длительного взаимодействия с витающим материалом, рассеянным распределительным диском, или, иными словами, удлинение времени пребывания сепарируемого материала в воздушном потоке улучшает его разделение. Для этого зона сепарации должна иметь максимальную высоту. В зоне подъема отделившаяся мелкая фракция устремляется вверх и через край внутреннего конуса падает в конус мелочи — все это должно происходить по возможности быстро. Для эффективной классификации отношение высоты зоны сепарации к высоте зоны подъема
Рис. 15.3. Соотношение размеров обычного воздушного сепаратора
229
должно составлять минимум 1:1. Лучший эффект достигается при больших его значениях. Так, соотношение высот обеих зон воздушного сепаратора, показанного на рис. 15.1, составляет 1 : 0,5. Сепараторы, у которых это отношение составляет 0,5—0,8, не дают хорошего разделения.
Танака [155] рекомендует следующие соотношения размеров в конструкции обычного воздушного сепаратора (рис. 15.3): b = O,ld, di = 0,7d, di = 0,7d, d2=0,5d, d3—0,33d. Танака не указывает соотношения между высотами зон сепарации и подъема мелкой фракции, однако по рис. 15.3 видно, что оно равно 1:0,55, т. е. достаточно для хорошей классификации.
15.2.	Размеры воздушных сепараторов
Обычные механические воздушные сепараторы выпускаются диаметром до 10 м и производительностью до 250 т/ч по мелкой фракции [156]. Размеры сепаратора зависят от диаметра внешней цилиндрической части корпуса.
Таблица 15.2.1. Техническая характеристика воздушных сепараторов (США)
Показатель	Диаметр воздушного сепаратора, м							
	3,04	3,65	4,25	4,86	5,47	6,08	6,69	7,30
Производительность, т/ч, при сепарации це-								
ментной сырьевой смеси до								
тонкости, соот-								
ветствующей 15% остатка								
на сите 0,074 мм	10—15	15—20	20—35	35—90	90—	130—	230—	310—
					130	230	310	410
Производительность при сепарации порт-								
ландцемента, т/ч, при удельной поверхности, по Блейну, см2/г:	ч							
3000	9	14	20	38	69	118	160	213
3600	6	10	15	32	54	80	127	181
4400	3	7	12	19	33	49	76	114
5000 Мощность при-	2	4	7	16	27	41	64	90 600—
вода, л. с.	30	40	60—75	100—	200—	350—	450—	
				150	350	450	. 600	800
Частота вращения, об/мин	275	215	210	190	180	160	150	140
230
Таблица 15.2.2. Техническая характеристика сепараторов фирмы «Пфайфер» (ФРГ)
Показатель
Диаметр сепаратора, м
2,5 | 2,8 | 3,2	3,5 | 3,8 | 4,2	4,5 | 4,8 | 5,5
Потребляемая мощность, л. с. Частота вращения, об/мин Производительность, т/ч, при сепарации тонкозернистого материала (92% <90 мкм)
25
320
15
30	40
285	245
18	30
50
230
60	80
220	205
39	45	62
100	125	160
190	170	150
70	80	100
В табл. 15.2.1 приведены размеры воздушных сепараторов, и их производительность для цементной сырьевой смеси и порт* ландцемента; это обычные одноосные воздушные сепараторы,, выпускаемые в США.
В табл. 15.2.2 приведены размеры и производительность одноосных сепараторов фирмы «Пфайфер» (Кайзерслаутерн. ФРГ).
15.3	Удельные энергозатраты на воздушную сепарацию
Удельный расход энергии в воздушных сепараторах зависит от свойств исходного материала, циркулирующей загрузки и требуемой дисперсности готового продукта. Он может состав' лять от 2 до 6 кВт-ч/т готового материала; сюда относятся и сепараторы, в которые воздух подается извне [157].
15.4.	Воздушные сепараторы с контролируемой частотой вращения крыльчатки
Существенное отличие рассеивающих воздушных сепараторов этого типа состоит в особом регулировании для контроля границы сепарации. В этих сепараторах крыльчатка имеет независимый привод со ступенчатым регулированием частоты вращения. Распределительный диск или кольцо укреплены на валу крыльчатки; частота вращения крыльчатки достигает 50—60% частоты вращения ротора. Частота вращения ротора постоянна. Интервал изменения частоты вращения крыльчатки составляет 1 : 3, в крупных агрегатах он сокращается до 1 : 1,75. Крыльчатка вращается в том же направлении, что и ротор. Чтобы не ухудшилось рассеивание материала распределительным диском,, частота вращения крыльчатки должна быть не ниже 80 об/мин. Для обеспечения постоянной частоты вращения распределительного диска разработаны воздушные сепараторы с независимым приводом диска [158].
234
Вал ротора выполняется пустотелым, внутри него проходит приводной вал крыльчатки. При двойном приводном вале усложняется питание материалом сверху, поэтому разработан способ подачи сепарируемого материала к распределительному диску сбоку. Крылья или лопасти крыльчатки могут перемещаться в радиальном направлении и препятствовать всасыванию воздуха ротором. Изменением частоты вращения крыльчатки можно регулировать всасывание и устанавливать требуемую дисперсность продукта. Увеличение частоты вращения крыльчатки (тем самым снижается количество циркулирующего воздуха) сокращает количество мелкой фракции, отделяемой от рассеиваемого материала. При этом размеры частиц в ней уменьшаются. При уменьшении частоты вращения крыльчатки (тем самым увеличивается количество циркулирующего воздуха) отделяется больше мелкой фракции, но размеры частиц в ней возрастают, что приводит к снижению циркулирующей нагрузки. Изменение степени дисперсности готового продукта путем регулирования частоты вращения крыльчатки может осуществляться во время эксплуатации без остановки мельницы и воздушного сепаратора. Применение воздушных сепараторов этого типа позволяет получать удельную поверхность от 2000 до 7000 см2/г, по Блейну, в зависимости от питания мельницы.
Окружная скорость ротора составляет 40 м/с, а крыльчатки—от 18 до 30 м/с. Эти данные полезны для проверки и корректировки частоты вращения сепараторов различных размеров.
15.5.	Размеры и производительность сепараторов с контролируемой частотой вращения
В табл. 15.5.1 приведена диаграмма производительности воздушных сепараторов различных размеров с переменной частотой вращения крыльчатки в зависимости от удельной поверхности продукта (сепараторы типа «Хейд»), Эта диаграмма разработана фирмой «Христиан Пфайфер» (Бекум, ФРГ) [159].
Приведенные на диаграмме значения удельной поверхности О'т на единицу массы определены по кривой гранулометрического состава продукта в системе координат с линейными шкалами по обеим осям на основе следующей формулы:
От — G/sd,
где От — геометрическая поверхность, см2/г; s — плотность твердого материала, г/см3; d — средний эквивалентный диаметр частиц, см, полученный как средневзвешенная величина начиная с частиц крупности 0—0,0004 см.
Удельная поверхность на диаграмме О'т относится к твердым материалам с плотностью s = l г/см3. Для пересчета От в О 1 используется зависимость
о' — п s2/3
ит ить
232
Таблица 15.5.1. Диаграмма производительности воздушных сепараторов с переменной частотой вращения (типа «Хейд») по выходу мелкой фракции F, т/ч, в зависимости от удельной поверхности О', см2/г, и диаметра корпуса сепаратора D, мм
Пример выбора сепаратора по диаграмме производительности. Требуется подобрать сепаратор, производительность которого составляет 90 т/ч цемента с удельной поверхностью, по* Блейну, 3200 см2/г. В интервале удельной поверхности, по Блейну, 2000—6000 см2/г существует следующая приближенная зависимость:
0;= 0,6250Блейн + 250.
При ОвЛейн~3200 От=2250 см2/г. При плотности цемента s = 3,15 г/см3
0^ = 2250-2,1488 = 4835 см2/г.
Такое значение для F=90 т/ч по диаграмме производительности соответствует воздушным сепараторам диаметром от 7000 до 7600 мм.	н
Практические наблюдения показали, что цементам с поверхностью От, полученной по диаграмме производительности, соответствует следующая удельная поверхность, по Блейну, см2/г:
233»:
По диаграмме производительности По Блейну
4000 4600 5100 5600 6600 7600 8600	2600—2800 3000—3200 3400—3600 3800—4000 4500—4800 5200—5500 •	6000—6400
Встречаются сырьевые смеси весьма различного гранулометрического состава. В таких случаях приходится исходить из поверхности О’т на диаграмме производительности.
В США воздушные сепараторы типа «Хейд» выпускаются фирмой «Фуллер», Катасокуа.
Фирма «Христиан Пфайфер» выпускает сепараторы с двойным приводом, т. е. раздельным для ротора и для крыльчатки, с переменной частотой вращения, предназначенные в основном для сепарации цемента. Размеры таких сепараторов приведены в табл. 15.5.2.
Таблица 15.5.2. Размеры сепараторов типа «Хейд» и мощность приводов ротора и крыльчатки
Диаметр сепаратора, мм Привод ротора, кВт Привод крыльчатки, кВт	2100 11—15 6-8	2500 15-18,5 8-11	2800 18,5—22 10—16,5	3200 22—30 12—22
Диаметр сепаратора, мм	3500	3800	4200	4500
Привод ротора, кВт	30—37	37—45	45—55	55—75
Привод крыльчатки, кВт	17,5—24	24—30	30—35	35—48
Продолжение
Диаметр сепаратора, мм Привод ротора, кВт Привод крыльчатки, кВт	4800 75—90 35-48	5000 75—90 48—60	5500 90—110 60—72	6000 110—132 72-87	6500 132—160 87—120
Диаметр сепаратора, мм Привод ротора, кВт Привод крыльчатки, кВт	7000 160—200 120—143	7600 200—250 143—175	8400 250—315 175—210	9200 315—400 210—250	10000 400—500 250—300
15.6.	Количество циркулирующего материала и тонкость помола цемента
В табл. 15.6.1 приведено количество циркулирующего материала, необходимое для сепарации цемента до заданной удельной поверхности в сепараторах с переменной частотой вращения крыльчатки.
234
Таблица 15.6.1. Зависимость удельной поверхности, по Блейну, от циркуляции материала1
Удельная поверхность, сми/г	Циркуляция, %
2500	160—180
2900	250—300
3400	350—400
4500	450—500
5500	500—1000
1 В СССР приняты также термины «кратность циркуляции», или «циркуляционная нагрузка» (Прим, ред.)
15.6.1.	Турбосепараторы, типа TSU (фирма «Полизиус»). В этих сепараторах вал крыльчатки также имеет отдельный привод. Полый и сплошный валы заключены в общий закрытый ре-
Рис. 15.4. Воздушный турбосепаратор типа TSU с двухточечным опиранием главного вала
235*
дуктор цилиндрического типа, связанный с двумя двигателями. Вращающиеся части не перемещаются свободно, а закреплены на упругих двухточечных опорах сверху на корпусе редуктора и снизу у конца вала (рис. 15.4).
Чтобы улучшить процесс сепарации, повышая равномерность подачи рассеиваемого материала от распределительного диска
Рис. 15.5. Воздушный турбосепаратор с охлаждением готового материала
1 — подача охлаждающего воздуха; 2 — охлаждающий воздух;
3 — циркуляционный воздух; 4 — конус сбора мелкой фракции; 5 — отходящий нагретый воздух
к кольцевидной сепарационной камере, разработано специальное загрузочное устройство, которое дает почти идеально равномерное распределение материала по окружности. На рис. 15.5 показан турбосепаратор, снабженный устройством для охлаждения готового продукта, а на рис. 15.6 — приспособленный для сушки в процессе сепарации [159а].
15.6.2.	Воздушный сепаратор с циклонами (фирма «Гумбольдт-Ведаг», ФРГ). Сепараторы этого типа позволяют до
236
стичь производительности до 500 т/ч при одном агрегате. Здесь процесс сепарации, осуществляемый с помощью распределительного диска и крыльчатки с регулируемой частотой вращения, производится преимущественно поперек потока воздуха.
Важнейшее отличие от обычных воздушных сепараторов заключается в том, что в данном сепараторе циркулирующий воз-
Рис. 15.6. Воздушный турбосепаратор с сушкой сепарируемого материала
/ — впуск горячего воздуха; 2— направляющие лопасти для горячего воздуха; 3 — то же, для циркуляционного воздуха; 4 — горячий воздух; 5—циркуляционный воздух; 6 — распределительная камера для горячего воздуха; 7 — выпускной патрубок; 8— охлаждающая рубашка с термоконтролем нижнего подшипника
душный поток создается вентилятором, расположенным вне се-паратора; мелкая фракция осаждается из него в нескольких циклонах.
По данным поставщика, разделение процессов классификации и осаждения частиц создает следующие преимущества: может быть значительно повышена удельная загрузка сепарационной зоны, что позволяет при одном агрегате достичь производительности до 500 т/ч мелкозернистого материала;
237
колебания питания сепаратора (циркулирующей нагрузки) не оказывают влияния на уровень дисперсности продукта, что позволяет повысить его однородность;
благодаря снижению циркулирующей нагрузки относительно запаса мощности рассеивающей системы сепаратор работает почти без вибраций;
Рис. 15.7. Воздушный сепаратор с выносными циклонами типа ZUB, фирма «Гумбольдт-Ведаг»
/ — редуктор; 2 — электродвигатель; 3 — воздухосборный коллектор; 4 —питающий патрубок; 5 — опорный кожух вала с подшипниками; 6—аспирационный аороб; 7 — нижняя труба для подачи питания; 8—крыльчатка (вспомогательный вентилятор); 9—распределительный диск; 10 — сепарационная камера (верхняя часть корпуса); 11— циклоны; /2 —средняя часть корпуса; 13 — мигалка для выпуска мелкой фракции; 14— системы направляющих лопастей для возврата воздуха; /5 —патрубок для выпуска мелкой фракции; 16 — пневматический желоб для подачи мелкозернистого материала; 17 — камера крупнозернистого материала (нижняя часть корпуса); 18— мкгалки для выпуска крупки; 19 — воздухопровод; 20— трубопровод к электрофильтру; 2/— дроссельный клапан, или регулятор разрежения; 22— вентилятор; 23 — компенсатор (расширяющийся трубопровод); 24 — регулируемый привод; 25 — станина. Сплошные жирные линии — потоки сепарационного воздуха; черные кубики — крупнозернистый материал; точки — мелкозернистый материал
питание материалом осуществляется вдоль центральной оси; при этом не возникает никаких препятствий работе сепаратора, как это наблюдается при боковой подаче материала;
благодаря отсутствию полого вала значительно упрощается крепление распределительного диска и крыльчатки;
отделение мелкой фракции в высокоэффективных циклонах
238
ведет к улучшению качества сепарации, так как циркулирующий воздух содержит меньше мельчайших частиц;
вентилятор, расположенный снаружи, работает с большим к. п.д., чем встроенный в сепаратор;
благодаря меньшему содержанию мелкой фракции снижается обычно значительный износ крыльчатки;
возможна регулировка уровня дисперсности готового продукта во время эксплуатации, осуществляемая путем изменения количества циркулирующего материала с помощью регулятора частоты вращения крыльчатки и изменения положения направляющих лопастей или шибера вентилятора (рис. 15.7)
Интервал изменения тонкости помола цемента находится между 2500 и 7000 см1 2 * * */г по Блейну. Регулировка количества циркулирующего воздуха допускает при постоянной удельной поверхности, хотя и в ограниченной степени, изменение зернового состава цемента.
Сепаратор с выносными циклонами пригоден также для охлаждения и сушки материала, так как в поток циркулирующего воздуха здесь можно добавить большое количество свежего воздуха или горячих газов (таблл 15.6.2). Однако, как и для других сепараторов, при этом должно быть предусмотрено соответствующее увеличение мощности пылеулавливающей системы.
Таблица 15.6.2. Производительность некоторых сепараторов С выносными циклонами (фирма «Индустрианлаген», ФРГ)
Сепаратор		Производительность по мелкой фракции, т/ч		Количество охлаждающего воздуха, м8/ч, для цемента с удельной поверхностью, по Блейну, 2800—3000 см2/* (при нормальных условиях)
тип	диаметр, м	цемент. 2800— 3000 см2/г по Блейну	сырьевая смесь, 12—14% на сите 0,09 мм	
ZUB 30	3,0	60	75	35 000
ZUB 38	3,8	95	120	55 000
ZUB45	4,5	140	175	80 000
ZUB 50	5,0	165	205	95 000
ZUB55	5,5	200	250	118 000
ZUB 60	6,0	240	300	140 000
ZUB 68	6,8	310	390	180 000
ZUB76	7,6	400	500	230 000
Охлаждение в сепараторе с циклонами. Охлаждение производится путем всасывания свежего воздуха. Из воздуховода отбирается часть циркуляционного воздуха сепаратора и подается к фильтру. Через патрубок свежего воздуха вентилятор всасы-
1 И все же принцип совмещения функций, так покоряющий нас в живых
организмах, широко используется в технике и является бесспорно прогрес-
сивным— см., например, об этом в книге «Техника в истории общества», М.,
Наука, 1973. В данном случае довольно затруднительно компактное раз-
мещение вспомогательного оборудования. (Прим, ред.)
239
Таблица 15.6.3. Размеры и производительность сепараторов с выносными вентиляторами (SKET/ZAB, ГДР)
Диаметр сепаратора, мм	3150	3550	4000	4500	5000	5600	6300	6700
Расход сепарирующего воздуха, м3/мин	1170	1500	1920	2340	3000	3670	4670	5300
Мощность привода вентилятора, кВт	70	90	115	140	181	221	282	320
Цементная сырьевая смесь, 12—15% остатка на сите								
0,09 мм:								
производительность, т/ч	,	70	90	115	140	180	220	280	318
частота вращения ротора, об/мин		60—100			50—80		40	-60
мощность привода ротора, кВт	5	6	8	10	12	15	19	22
Портландцемент:								
частота вращения ротора, об/мин		140—190			110—160		80	-200
производительность при удельной поверхности по	49	62	78	100	122	154	195	220
Блейну 2500 см2/г, т/ч								
мощность привода ротора, кВт	5	6	8	10	12	15	19	22
производительность при удельной поверхности по	41	52	66	84	104	130	165	186
Блейну 3000 см2/г, т/ч								
мощность привода ротора, кВт	21	26	33	42	52	65	82	93
производительность при удельной поверхности по	20	25	32	40	50	62	78	89
Блейну 4400 см2/г, т/ч								
мощность привода ротора, кВт	29	37	47	60	74	93	118	133
вает недостающее для циркуляции жающей среды, что обеспечивает объема циркулирующего воздуха, сепарации (рис. 15.8).
15.6.3. Сепаратор с выносным
SKET/ZAB, Дессау, ГДР). В течение нескольких лет объединение SKET/ZAB (ГДР) производит сепаратор, объединяющий преимущества воздушных сепараторов с регулируемой частотой
количество воздуха из окру-охлаждение и постоянство необходимого для процесса
вентилятором (конструкция
вращения с принципом конструктивного разделения сепарации и осаждения в циклонах (рис. 15.9).
Здесь сепарирующий воздух подается внешним вентилятором к сепаратору в тангенциальном направлении. В верхней части сепарационной зоны воздух со взвешенной мелкой фракцией всасывается радиально расположенными высокоэффективными циклонами и очищается. Так как сепарирующий воздух может подаваться в сепарационную зону и как циркулирующий, и как проходящий, такой сепаратор пригоден как для сушки, так и для охлаждения материала. Он может быть применен при помоле цементной сырьевой смеси и цемента. При сепарации цементов можно варьировать в значительных пределах воздушный поток, создаваемый наружным вентилятором. Обыкновенный цемент низкой удельной поверхности производится при небольшом количестве циркуляционного воздуха и малой частоте вращения крыльчатки. Высокомарочные цементы с повышенной удельной поверхностью, напротив, требуют большого расхода воздуха и высокой частоты вращения крыльчатки. Точность
разделения всегда улучшается при повышении количества циркулирующего воздуха. Изменение частоты вращения крыльчатки в процессе работы установки не применяется. В зависимости от расхода сепарирующего воздуха потери напора в сепараторах всех размеров составляют 180—240 мм. Около 50% потерь напора приходится на выносные циклоны. В табл. 15.6.3 приведены размеры и производительность сепараторов с выносными вентиляторами.
15.7.	Производительность воздушного сепаратора и тонкость помола цемента
Таблица 15.7.1. Характеристики работы сепараторов фирмы _____________«Стертевант Милл Компани», США_______________
Диаметр воздушного сепаратора, м	Количество загружаемого материала (максимум), т/ч	Производительность, т/ч, при удельной поверхности цемента по Блейиу, см’/г			
		3000	3600	4400	5000
4,25	220	20	15	12	7
4,85	725	38	32	19	16
5,5	1100	70	54	33	27
6,0	1815	118	80	49	40
6,7	2540	160	127	76	64
7,3	3350	214	181	114	90
242
Рис.
Воз-сепара-открытого (проход-
При увеличении тонкости помола цемента, т. е. при повышении его удельной поверхности, производительность сепаратора снижается, как показано в табл. 15.7.1 (фирма «Стертевант Милл Компани», Бостон, Массачусетс, США).
15.8.	Формулы для расчета воздушных сепараторов
15.8.1.	Воздушные сепараторы открытого цикла1. Следует учесть массы трех компонентов: F — загружаемого материала; D — продукта сепарации мелкой фракции;
G — крупки. Процентное содержание мелкой фракции в этих трех компонентах обозначим следующим образом: А — в загружаемом материале, В — в крупке, С — в продукте сепарации. Символ Е означает к. п. д. сепаратора в процентах.
На рис. 15.10 показан воздушный сепаратор открытого цикла. Из технологической схемы видно, что F—D—G и D-\-G=F. Кроме того, ясно, что общее количество мелкой фракции, поданной к воздушному сепаратору, должно быть равно количеству мелких частиц, покидающих сепаратор. Количество мелкой фракции, поступающей в сепаратор, определяется выражением AF, ее содержание в готовом продукте — CD и в крупке — BG. Не останавливаясь на математических преобразованиях
[160, 160а, 160b], приводим конечную формулу для расчета количества готового продукта:
(С-В) •
Если F задано, а значения А, В и С определены путем отбора проб и просеивания, то можно найти количество готового продукта D.
Из уравнения (1) следует:
Р(С-В) (Л-В)
Коэффициент полезного действия сепаратора выражается соотношением между количеством отсепарированной мелкой фракции и количеством, введенным в сепаратор:
С(Л —В) Е =-------
А (С— В)
Эта формула справедлива также для различных воздушных сепараторов с замкнутым циклом. Следовательно, к. п. д. се
15.10.
душный тор цикла ной)
F — загружаемый материал; G — крупка; D — мелкозернистый материал; 1 — воздушный сепаратор
(1)
(2)
(3)
1 Иначе называются «проходными». (Прим, ред.)
16*
243
паратора можно определить путем просеивания проб загружаемого материала, готового продукта и крупки без учета их количества.
15.8.2.	Воздушные сепараторы в замкнутом цикле; система № 1*. На рис. 15.11 показана технологическая схема, в которой мельница установлена перед воздушным сепаратором. Исходный материал подается в мельницу и размалывается перед классификацией. Здесь количество исходного материала равно количеству готового продукта сепаратора. Однако и в этом случае имеется циркулирующий материал. Циркуляционной
Рис. 15.11. Воздушный сепаратор в замкнутом цикле (система 1)
1 — питание мельницы; 2— мельница; <3 — сепаратор; F— питание сепаратора; G — крупка; D—мелкая фракция (готовый продукт сепаратора)
Рис. 15.12. Воздушный сепаратор в замкнутом цикле (система 2)
1 — исходный материал; 2 — сепаратор; 3 — мельница; F, G, D — см. рис. 15.11; S—продукт мельницы (циркуляционная нагрузка)
нагрузкой L называется количество циркулирующего материала в % от исходного. Если отношение количеств крупки и готового продукта к готовому продукту в данной системе равно 2,5, то количество циркулирующего материала составляет 250% исходного. Циркуляционная нагрузка равна:
L	 ЮО.	(4)
Эта формула применима, когда С больше А; если же А больше С, то формулу можно представить в виде
(5)
Для всех систем помола
L = GID или G = LD.	(6) и (7)
* Мы будем различать систему помола, т. е. расположение агрегатов в помольной установке, и схему помола, представляющую это расположение на чертеже, как принято в зарубежной литературе по цементу. (Прим, ред.)
244
Поскольку сумма G и D равна F, то
F = (L + 1)D.	(8)
Пример 15.1. При эксплуатации воздушного сепаратора процентное содержание мелкой фракции в исходном материале, крупке и готовом продукте составило при просеивании через сито 0,074 мм: Л = 65, В=55, С—95; готового продукта получается 15 т/ч. Определить циркуляционную нагрузку, количество исходного материала и крупки.
Решение:
95 — 65 L=~-------— 100 = 300%.
65 — 55
По уравнениям (7) и (8) G = 3-15 = 45 т/ч крупки, F—4-15=60 т/ч исходного материала.
Пример 15.2. В том же случае, что и в примере 15.1, тонкость помола выражена в процентах остатка на сите 0,074 мм: «4 = 35, В=45, С=5. Определить циркуляционную нагрузку.
По формуле (5) находим
35 — 5
L =------- 100 = 300% •
45 — 35
15.8.3.	Воздушные сепараторы в замкнутом цикле; система № 2. В этой системе (рис. 15.12) воздушный сепаратор предшествует мельнице; благодаря этому мелкие частицы, содержащиеся в исходном материале, отделяются еще до поступления в мельницу. Такая система применяется, если главной целью измельчения является ликвидация крупных зерен без перемола остальной массы, как, например, при измельчении цементной сырьевой смеси.
Как уже указывалось, формула (4) пригодна для определения циркуляционной нагрузки при всех системах помола, а следовательно, и в данном случае. Однако в некоторых установках нет возможности отбора представительных проб материала, загружаемого в мельницу, поэтому отсутствуют данные, необходимые для подстановки в формулу (4). В этих случаях циркуляционная нагрузка может определяться по уравнению
где R — содержание мелкой фракции в исходном материале, %; S — содержание той же фракции в продукте мельницы, %.
Пример 15.3. В системе помола № 2 исходный материал подается в количестве 8 т/ч; F=S. Проход отдельных компонентов через сито 0,074 мм
составляет, %: в	исходном	материале (R)........................................ 50
в	продукте	мельницы	(S)........................................72
в	крупке (В).....................................................54
в	готовом	продукте	(С)....................................... 95
Требуется определить циркуляционную нагрузку, количество подаваемого в сепаратор материала, крупки, а также долю мелкой фракции в питающем сепаратор материале.
245
Циркуляционную нагрузку находим по формуле (9):
95 — 50
l = 7^Z^ 100 = 250%-
По формулам (7) и (8) G = 2,5-8 = 20 т/ч крупки, Г=3,5-8 = 28 т/ч исходного материала. Доля мелкой фракции в питающем сепаратор смешанном материале может быть найдена по формуле
BL + C 54-2,54-95
Л = —-f— =-------—------= 65,7% .
L -f- 1	3,0
15.8.4.	Определение выхода мелкой фракции в готовом продукте. Работа воздушного сепаратора может быть оценена по
Рис. 15.13. Два воздушных сепаратора в замкнутом цикле
1 — исходный материал; 2 — крупка; 3 — мельница; 4 — продукт мельницы; 5 — циркуляционная нагрузка; 6 — мелкая фракция (готовый продукт)
отношению количества требуемой фракции в готовом продукте к ее содержанию в загружаемом материале. Это отношение называют выходом мелкой фракции в готовом продукте и определяют в процентах.
Пример 15.4. Сепаратор питают материалом в количестве 30 т/ч, содержащем 45% фракции менее 0,074 мм; таким образом, количество требуемой фракции в питании сепаратора равно 30-0,45=13,5 т/ч. Готового продукта получают 12 т/ч при содержании 85% фракции менее 0,074 мм, или 12-0,85=10,2 т/ч требуемой фракции. Отсюда выход равен
10,2-100
~^ = 75’5%’
15.8.5.	Воздушные сепараторы в замкнутом цикле, система № 2 с двумя сепараторами. На рис. 15.13 показана технологическая схема с трубной мельницей и двумя воздушными сепараторами, работающими параллельно. Эта схема принципиально аналогична представленной на рис. 15.12.
246
Пример 15.5. Содержание фракции менее 0,074 мм составляет, %:
в исходном материале (Z?).......................................40
в готовом продукте сепаратора (С) ............................. 95
в крупке сепаратора (В) ....................................... 40
в продукте мельницы (70 т/ч)....................................75
Требуется определить трудно измеряемые величины: количество готового продукта сепаратора, количество исходного материала, подаваемого в сепараторы, и общее количество материала, подаваемого в сепараторы. Кроме того, требуется найти к. п. д. сепараторов.
При заданной системе циркуляции получаем
0,40D + (0,75 • 70) = 0,950 + (0,40 • 70).
После преобразования находим 0,550 = 24,5; 0 = 44 т/ч, т. е. количество готового продукта сепараторов.
Материал, загружаемый в сепараторы, включает, следовательно, 44 т/ч исходного вещества, проход которого через сито 0,074 мм составляет 40%, н 70 т/ч циркулирующего материала, проход которого через такое же сито равен 75%. Общее количество материала, поступающего в сепаратор, 44 + +70=114 т/ч и содержит (44-0,40) + (70-0,75) =70,1 т/ч фракции менее 0,074 мм. Поэтому
70,10-100 л = -пг-
61,4%,
Теперь по формуле (3) можно найти к. п. д. сепаратора:
0,95 (0,614 — 0,40)
0,614 (0,95 — 0,40)
100 = 60,2%.
15.9.	Расход воздуха в сепараторе
По данным поставщиков воздушных сепараторов, расход воздуха на классификацию в одноосном сепараторе диаметром 5,5 м с приводом от двигателя мощностью 250 л. с. при помоле обыкновенного портландцемента и производительности по готовому продукту 56,3 т/ч (938 кг/мин) с удельной поверхностью, по Блейну, 3300 см2/г при циркуляционной нагрузке (3+1) 100 = 400% составляет 991 м3/мин (1281 кг/мин) при нормальных условиях. Удельный расход воздуха равен 1056 м3/т цемента (1,365 кг/кг цемента), или 1,36/4 = 0,34 кг/кг циркулирующего материала. Данные для других сепараторов приведены в табл. 15. 9. 1.
Такое соотношение между количеством сепарирующего воздуха и сепарируемого материала принято на практике, что подтверждается в работе [161].
Практический опыт показывает, что успешная классификация материала возможна только при определенном его содержании в сепарирующем воздухе. В случае перегрузки сепаратора из-за увеличения количества циркулирующего материала уменьшается степень сепарации и возникает значительный вынос мелких частиц в крупку, так как грузоподъемность воздушного потока ограничена.
Поэтому прежде всего необходимо стремиться к возможно более равномерному распределению материала по поперечному
247
Таблица 15.9.1. Расход воздуха в обычных воздушных сепараторах
Диаметр сепаратора, м	Производительность, т цемента в 1 ч1	Частота вращения ротора, об/мин	Максимально допустимое количество воздуха* 2, м3/мин
3,04	10	275	212
3,65	14	215	311
4,25	20	210	453
4,85	40	190	764
5,50	70	180	ИЗО
6,00	120	160	1700
6,70	160	150	2265
7,30	210	140	2830
1 При удельной поверхности, по Блейну, 3000 см2/г.
2 Для охлаждения цемента; температура выходящего воздуха равна 93° С.
сечению сепарационной зоны, что требует особого внимания к механизму рассеивания материала в сепараторе. Это обусловливает разнообразие конструкций устройств для загрузки и рассеивания сепарируемого материала.
16. Мокрый помол в замкнутом цикле
Мокрый помол шлама в замкнутом цикле в цементной промышленности применяют уже в течение длительного времени; в качестве классификаторов используют вибросита и гидроциклоны.
Относительно новым классифицирующим устройством при мокром помоле в замкнутом цикле является так называемое сито DSM [162], предложенное сначала Dutch State mines (Государственным управлением шахт, Лимбург, Нидерланды) для использования в установках по обогащению угля.
Частицы классифицируемого в сите DSM шлама с высокой скоростью ударяются о поверхность стальных стержней сита. Внутренняя сторона круглого сита является рабочей. Для отделения крупных зерен расстояние между стержнями сита принимается равным 2 мм. Благодаря высокой скорости шлама максимальный диаметр зерен, проходящих сквозь зазоры шириной
2 мм, составляет только 1 мм. Это предохраняет сито от засорения и обеспечивает быстрое разделение и высокую производительность. Поверхность сита выполнена в виде цилиндрического сегмента; при отделении крупных зерен угол сегмента принимается равным 90°.
Для мокрой сепарации цементного шлама применяется сито с углом сегмента 270° при зазорах между стержнями 0,3 или 248
0,4 мм. Схема сита DSM типа «Дорр-Оливер» показана на рис. 16.1.
Струя шлама, выходящая из сопла под давлением насоса, обходит весь сегмент сита (270°). Под действием центробежной силы мелкая фракция проходит через ячейки сита, в то время как крупные частицы завершают оборот и попадают в желоб для «хвостов». Готовый шлам скапливается по обе стороны сита в двух сообщающихся камерах. Принцип действия сита DSM. схематически показан на рис. 16.2. Сито DSM. позволяет осуществлять классификацию частиц таких размеров и с таким
Рис. 16.2. Технологическая схема работы сита DSM.
/ — исходный шлам; 2— сопло, подающее шлам в полость сита; 3 — сито;
4 — крупная фракция; 5 — мелкая фракция (готовый продукт)
Рис. 16.1. Схема сита DSM (вверху — поперечный разрез, внизу — разрез по А—Л)
1 — кожух; 2 — сито; 3 — деревянные клинья; 4—подкладки; 5—сопло для шлама; 6 — камеры мелкой фракции;
7 — камера крупной фракции; 8 — люк;
9 — колосники; 10— подставка для сопла; // — металлическая рама; 12— деревянная рама; 13 — рукоятка сопла; 14—впуск шлама; 15 — соединение обеих камер мелкой фракции
Рис. 16.3. Сито DSM: процесс отделения мелкой фракции
/ — клиновидные стержни сита; 2 — проход через сито мелкозернистого шлама; 3—апертура (зазор) сита, х;
4 — максимальный размер зерен в мелкой фракции х/2, что предотвращает засорение сита; 5—подача шлама с высокой скоростью; 6 — крупные частицы, отраженные ситом
249
содержанием влаги, при которых они не поддаются обработке с помощью сит других типов. Поверхность сита закрыта кожухом. Направление обхода сита струей шлама можно изменять поворотом сопла, что обеспечивает равномерность износа сита.
Размеры сита: при производительности 55—60 т/ч шлама (в расчете на сухое вещество) и классификации при ширине щелей (апертуре) сита 0,10—0,15 мм диаметр сита составляет 107 см (круговой сегмент с углом 270°) при ширине 51 см; рабочая поверхность сита 1,28 м2. Рис. 16.3 иллюстрирует поперечный разрез сита и его работу при малых апертурах.
16.1	. Примеры работы сит DSM
Пример 16.1. Трубная мельница открытого цикла производительностью 41,5 т/ч (по сухому материалу) соединена с ситом DSM, что создает систему помола в замкнутом цикле. При этом производительность мельницы возрастает до 59,1 т/ч, или на 42%. Мощность привода мельницы сохраняется прежней; только насос, подающий шлам к ситу, требует дополнительно 40 л. с.
Пример 16.2. Однокамерная мельница размером 2,28X11,55 м с приводом мощностью 820 л. с. применяется для размола известняка с включениями кремния и глины. Мощность, потребляемая насосом, который подает шлам к ситу, равна 25 л. с. Суммарные размеры отверстий сопел 1,59X20,3, т. е. 32,3 см2. Давление в сопле 1,40—1,75 кгс/см2; апертура сита 0,3 мм.
Производительность, т/ч: в открытом цикле 41,5, в замкнутом цикле 63,7 (по сухому материалу); прирост производительности 53%.
Пример 16.3. Двухкамерная мельница размером 2,12X12,16 м с приводом мощностью 750 л. с. применяется для размола твердого кристаллического известняка и глины; мощность привода насоса 50 л. с. Сопла имеют размер 1,42X33 см = 47 см2; апертура сита 0,3 мм.
Содержание влаги в шламе, %: подаваемом на сито DSM................................... 31
крупке («хвостах») ..................................... 29
готовом продукте ........................................ 37,5
открытом цикле......................................... 38
Производительность, т/ч; в открытом цикле 28, в замкнутом цикле 65; прирост производительности 132%.
Сито DSM. непосредственно не требует затрат энергии; однако для насоса, питающего сопла, нужна дополнительная энергия. На этом сите успешно классифицируется любой шлам, который можно перекачивать насосом. Циркуляционная нагрузка составляет от 100 до 200% в зависимости от производительности мельницы и других факторов.
16.2	. Система помола с применением сита DSM
На рис. Г6.4 показана технологическая схема помола цементного сырьевого шлама в замкнутом цикле с использованием трубной мельницы, сита DSM, ковшового элеватора для крупки («хвостов») и насоса.
16.3	. Эксплуатация сит DSM
Анализ работы установок замкнутого цикла с ситами DSM. на 12 цементных заводах, проведенный объединением «Дорр-250
7
Рис. 16.4. Схема помола с применением сита DSM
1 — исходный материал; 2—трубная мельница, 2,3X12,2 м, 900 л. с.; 3 — контрольное сито мельницы, ячейки размером 6,3X25,4 мм; 4 — ковшовый элеватор и желоб для возврата крупки; 5 — насос для сита DSM, мощность двигателя 50 л. с.; 6 — трубопровод шлама (200 мм) к ситу DSM; 7 — сито DSM; 8 — насос для подачи готового (мелкозернистого) продукта, мощность двигателя 25 л. с.; 9 — трубопровод готового шлама (200 мм) к бассейну для хранения; 10— циркуляционный трубопровод возврата крупки (200 мм)
Оливер», показал, что прирост производительности составляет в среднем 24,3% по сравнению с помолом в открытом цикле. Кроме того, содержание зерен размером более 0,3 мм снижается в среднем на 71%.
Средние эксплуатационные расходы в пересчете на 1 т цемента составляют, цент США:
замена сегментов сит...............................................0,85
замена сопел.......................................................0,15
замена листовых ограждений ........................................0,03
Итого.................................... 1,03
Кроме того, на заработную плату расходуется 0,21 цента. Таким образом, полные эксплуатационные расходы составляют 1,24 цента на 1 т цемента.
Насос, подающий материал к ситу, требует 1,55 л. с.-ч/т. Расход энергии при эксплуатации мельницы в открытом цикле составляет в среднем 19,3 л. с.-ч/т, а в замкнутом цикле с использованием сита—14,9 л. с.-ч/т; выигрыш — 4,40 л. с.-ч/т, а с учетом дополнительных затрат он составляет 4,40—1,55= = 2,85 л. с.-ч/т, или 2,13 кВт-ч/т. При стоимости 1 кВт, равной 1 центу, получаем экономию 2,13 цента на 1 т. Как указывалось выше, стоимость эксплуатации составляет 1,24 цента/т. Поэтому экономический эффект при помоле в замкнутом цикле с сегментным ситом DSM, имеющим центральный угол 270°, составляет 0,89 цента/т цемента. Еще более важным, чем этот
251
Таблица 16.4.1. Объемная масса шлама, содержание сухого вещества и влаги, кг/м3, в цементной сырьевой смеси влажностью 29—45%
	U5		1472 810	662 1		1491	820	671		2 со Ю ОО	679
			1485 832	653		15041	842	662 ।		1526 855	1Z9
	3		! 1498 854	644		1 1518	865	653 1		1540 878	662
			Ю оо	634		| 1532	889	643		S 3 ю о	653
			। 1525 900	625		1548	913	635 ।		~ сч ю о	644
	о		1538 923	615		1 1561	937	624		1586 952	634 1
	й		: 1551 946	605		(1574'	096	614 I		8	624 1 -1
	00 00		1566 971	S6S		| 1590	986	604		1616 1002	614 ।
£	й	!,4 т/«	[ 1582 997	585		1607	1013	594 1	Л. со	1634 1030	604
о аз * КЗ	С?	ев Ч ев S CU	1597 1022	575	ев св X Си	1623	1039	584	св BS св S	ю о	594
ЬЦ	ю 00	«в S о	1610 1047	563	о ев S о	1637	1064	1 573	св S о	1668 1084	| 584
	'Г	о к.	327 J74	553	о X'	654	392	562	о g	685 ( 112 i	573
			— —•		J3	—*					
	ОО	о X о	1642 1100	542	о X о	1671	1120	551	о X о	со —« о м*	562
	6о	=5 Е	00 ОО ю СЧ ю —. •—1	1 530	Е	1 1688	1148	540	Е	1 1721 1170	551
	?0		ю ю г- ю о —	I 519 1		1706	1177	529		1 1740 1 1201	1 539
	3		—* м* Оз ОО о —	1 507 1		1723 ।	1206	1 517 1		LO 8 г- сч	527
	с>		1 1707 1212	1 495 1		1740	1236	| 504 1		1777 1262	1 515
Ч 03 S			св S <Ъ>				св S <ъ>			ериал	
те			ам ой мат	св		2 св	св О	св		св S	Св
			С? X 3 и	О CQ		в	X и	О CQ		ч S. В и	О CQ
эффект, является снижение содержания в продукте помола частиц размером более 0,3 мм. Это уменьшает возможность появления слабообожженных включений в клинкере. По данным некоторых предприятий, рост производительности печей достигает почти 30%. К настоящему времени в цементной промышленности США установлено 140 сит DSM. [165].
16.4	. Цементный сырьевой шлам
(физические характеристики)
Значения объемной массы шлама и другие характеристики при влажности 29—45% представлены в табл. 16.4.1.
17.	Предварительная гомогенизация
Пока цементные заводы перерабатывали относительно небольшое количество сырья, в тех случаях, когда содержание СаСО3 в главном компоненте (обычно известняке) колебалось в значительных пределах, можно было уменьшить эти колебания путем отбора материала в карьере. Однако с ростом мощности цементных заводов выборочная добыча материала в карьерах стала неэкономичной. Начались поиски других методов усреднения компонентов цементных сырьевых смесей. Известные методы усреднения сырья применялись при обогащении руд и в других отраслях промышленности уже с 1905 г. и теперь получили распространение в цементной промышленности.
Чаще всего производится предварительная гомогенизация основного компонента цементной сырьевой смеси — известкового. Глинистые и мергелистые компоненты обычно химически более однородны, однако на многих цементных заводах гомогенизации подвергаются и они. Если для производства цемента используется гранулированный доменный шлак, то его также целесообразно подвергнуть предварительной гомогенизации. Такие сырьевые материалы, как кварцевый песок или железная руда, почти всегда однородны и не требуют гомогенизации.
Методы предварительной гомогенизации. Предварительная гомогенизации бывает двух типов: совместная — для всех компонентов сырьевой смеси сразу и раздельная — предварительная гомогенизация каждого из них.
Совместная предварительная гомогенизация компонентов сырьевой смеси применяется в том случае, когда они имеют постоянный химический состав. Дозировка компонентов производится перед их смешиванием. Однако различный зерновой состав компонентов может стать причиной частичного расслаивания, которое приводит к временному отклонению химического
252
253
состава сырьевой смеси от заданного. Рассматриваемый метод не дает таких же хороших результатов, как раздельная предварительная гомогенизация, и применяется редко.
Раздельная предварительная гомогенизация компонентов сырьевой смеси — основной метод усреднения сырья в цементной промышленности. Отдельные компонеты после предварительной гомогенизации дозируются в соответствии с проектным химическим составом сырьевой смеси (расчет состава смеси см. в гл. 2) и подаются к сырьевой мельнице через питающие бункера и весовые ленточные дозаторы. Химический анализ сырьевой смеси, выходящей из мельницы, позволяет судить о необходимости корректирования ее состава.
Материал, раздробленный до крупности менее 25 мм, применяют для усреднительного штабелирования. Качество штабеля зависит от способа его отсыпки. Обычно отсыпка слоев производится вдоль длинной оси штабеля (продольные штабеля или отвалы), в то время как выемка штабеля ведется в поперечном направлении («вразрез»). Если оказывается недо-.статочно места, то отсыпка смесительных слоев производится по кольцу (кольцевые, или круговые, штабеля). Однако затраты на круговые штабеля на 30—40% выше, чем на продольные.
Отсыпка смесительных слоев
Продольные штабеля. Применяют следующие способы отсыпки смесительных слоев.
1.	Штабель типа крыши («шевронный» способ). Наиболее распространенный способ отсыпки смесительных слоев — формирование штабеля в виде крыши (двускатные отвалы). Отдельные слои материала расположены вдоль всей длины штабеля (рис. 17.1). Отсыпка такого штабеля осуществляется с ломощью ленточного транспортера с разгрузочным устройством (рис. 17.2) или ленточного сбрасывателя, движущегося вдоль отвала (рис. 17.3); при этом один слой материала укладывается на другой в виде двускатной крыши.
Отсыпка проста, так как ведется вдоль штабеля из одной точки в каждом поперечном сечении. Скорость сбрасывающей установки регулируют для получения требуемой толщины слоев. При неоднородном зерновом составе материала более крупные куски могут скатываться вниз и накапливаться в нижней части штабеля.
2.	Отсыпка линиями (полосами). Чтобы избежать скоплений крупных кусков и расслаивания, применяют отсыпку штабеля полосами (рис. 17.4). При таком способе отсыпки слои материала имеют форму продольных полос, расположенных рядом или одна над другой, что почти исключает возможность отделения крупных кусков. Чем больше полос, тем меньше неоднородность зернового состава. Однако такой способ штабелирования требует применения более дорогих передвижных ленточных
254
сбрасывателей, которые во время отсыпки должны в каждом поперечном сечении занимать различные рабочие позиции (на рис. 17.4 показаны стрелками).
Рис. 17.1. Штабель (отвал) смеси в виде двускатной крыши (шевронное расположение слоев)
Рис. 17.2. Отсыпка штабеля с помощью ленточного транспортера с разгрузочной тележкой
Рис. 17.3. Отсыпка штабеля ленточным сбрасывателем
Рис. 17.4, Отсыпка штабеля полосами
Рис. 17.5. Поперечное сечение отвала смеси, отсыпанного горизонтальными слоями
Рис. 17.6. Поперечное сечение отва. ла смеси, отсыпанного осевым способом
I — мелкозернистый материал; II — крупнозернистый материал
Имеется и ряд других способов отсыпки штабелей: горизонтальными слоями (рис. 17.5), осевой (рис. 17.6), сплошной (рис. 17.7), с чередованием слоев (рис. 17.8).
Эти способы штабелирования выбирают в зависимости от местных условий и качества сырья; принимают тот способ, который дает наилучшее усреднение.
255
Кольцевые штабеля. Кольцевые штабеля отсыпают поворотными ленточными транспортерами, установленными в их центрах (рис. 17.9). Поперечное сечение кольцевого штабеля может быть треугольным или трапециевидным. При отсыпке применяют в основном шевронный способ, отсыпку продольны-
Рис. 17.7. Сплошная отсыпка отвала смеси
Рис. 17.8. Отсыпка отвала с чередованием слоев
Рис. 17.9. Стационарный поворотный транспортер и скребковый экскаватор соответственно для отсыпки и выемки кольцевого отвала (штабеля)
ми полосами или горизонтальными слоями. При отсыпке кольцевых штабелей продольными полосами внешние полосы толще внутренних, что при определенных условиях может ухудшить усреднение в кольцевом штабеле.
256
Равномерная подача материала от дробилки на штабелирование выравнивает размеры слоев и полос, и в каждом поперечном сечении штабеля получается материал одинакового качества.
Выемка материала из усреднительных штабелей. Выемку материала производят в основном с помощью экскаваторов скребкового или роторного типа. Обычно штабеля разрабаты-
Рис. 17.10. Скребковый экскаватор для выемки отвала смеси с торца
Рис. 17.11. Скребковый экскаватор для выемки отвала смеси вдоль его продольной оси
Рис. 17.12. Усреднительный склад с двумя штабелями, расположенными друг за другом
вают с торцов и выбирают дискообразными плоскими слоями. Каждый из них по качеству в среднем соответствует смеси в штабеле.
Скребковый экскаватор включает стрелу и движущуюся цепь со скребками. Стрела выполнена в виде подъемной поворотной конструкции. В зависимости от типа экскаватора можно забирать материал с торца штабеля или на регулируемом расстоянии вдоль продольной оси. Рыхлый материал по ленточному транспортеру подается к питающему бункеру мельницы. На рис. 17.10 показан скребковый экскаватор, предназначенный для разработки усреднительного штабеля с торца, а на рис. 17.11—для разборки штабеля вдоль его продольной оси.
17—394
257
На рис. 17.12 показан усреднительный склад с двумя штабелями, расположенными один за другим. Отсыпка ведется по продольной оси, а выемка — с торца. Непрерывная эксплуатация склада организована путем одновременной отсыпки одного и разборки другого штабеля. Отсыпающий транспортер и скребковый экскаватор могут свободно перемещаться вдоль обоих штабелей.
Рис. 17.13. Усредни-тельиый склад с двумя параллельными штабелями смеси
Рис. 17.14. Разработка штабеля роторным экскаватором (фирма «Бюлер-Мн-аг»)
На рис. 17.13 показаны два штабеля, расположенные параллельно. Здесь отсыпка также ведется по продольной оси, а разборка— с торца («на себя»). Очистной экскаватор по поперечным путям может перемещаться от одного штабеля к другому. Эксплуатация непрерывна.
Роторный экскаватор для выемки материала. Способ разработки штабеля с помощью роторного экскаватора показан на рис. 17.14. Ковшовый ротор, установленный на передвиж-
258
ном мосту, может перемещаться в двух направлениях. Ротор забирает материал у подошвы штабеля. Это захватное приспособление оборудовано граблями, которые разрыхляют верхнюю часть штабеля и подают материал к ротору.
Эффект перемешивания. При качественном контроле отсыпки смесительных штабелей первоначальные отклонения содержания СаСОз в известняке (около 10%) можно сократить до 1,5% и менее. Известняк, прошедший такую предварительную гомогенизацию, вместе с другими компонентами сырьевой смеси с помощью рентгено-флюоресцентного анализатора дозируется по весу на ленточных весах и подается в сырьевую мельницу. Сырьевая мука из мельницы поступает в силос с пневматическим гомогенизирующим устройством, где отклонения химического состава муки снижаются до одной десятой от имевшихся после мельницы.
Размеры усреднительных штабелей. При расчете объем штабеля обычно принимают равным 7—10-дневному расходу сырьевой смеси. Высота штабеля зависит от угла естественного откоса рассматриваемого материала; в зависимости от высоты определяется длина штабеля. При особых условиях добычи п транспортирования сырья устраивают штабеля и большего объема. Отношение длины штабеля к его ширине должно быть как можно большим и не менее 5:1. При постоянной эксплуатации конусообразные края штабеля чаще всего не разрабатывают, чтобы предотвратить отклонения качества сырьевой смеси [163а—163г].
18.	Пневматическая гомогенизация сырьевой муки
Для получения высокомарочных цементов раньше отдавали предпочтение мокрому способу, так как в этом случае при гомогенизации сырьевого шлама достигалось эффективное перемешивание компонентов сырьевой смеси. Прогресс в области аэродинамики и пневмотехники позволил осуществить в цементной промышлености пневматическую гомогенизацию сухой сырьевой смеси [164], которая обеспечила такую же степень однородности, как при мокром способе. Благодаря этому, а также вследствие низкого расхода топлива сухой способ производства цемента стал преобладающим.
Процесс пневматического сухого усреднения основан на применении аэрирующих элементов, расположенных на основании смесительного силоса в различном порядке, вследствие чего существуют различные способы пневматической гомогенизации.
Основной частью аэрирующих элементов являются воздухопроницаемые пористые керамические плиты (рис. 18.1). Эти 17*	259
плиты имеют размеры от 250x250 до 250X400 мм при толщине от 20 до 30 мм. Диаметр пор 70—90 мкм допускает воздухопроницаемость около 0,5 м3/(м2-мин). Прочность керамических плит при изгибе составляет 40 кгс/см2, а при сжатии — 60 кгс/см2. Для этой цели разработаны также микропористые
Рис. 18.1. Аэрационный блок
1 — подача воздуха; 2 — сжатый воздух;
3 — пористая плита; 4—аэрируемый материал
Стрелками показано направление давления
литые плиты (из металлических сплавов) различного состава. Начали находить применение различные волокнистые материалы и двухслойные керамические аэрационные элементы [165], которые могут применяться без металлической обоймы. Их можно укладывать непосредственно в свежий бетон основания силоса, разумеется подводя к ним каналы для сжатого воздуха.
Воздух через пористые плиты нагнетается в сырьевую муку, причем его мельчайшие струи псевдоожижают ее. При всех способах гомогенизации сырьевая мука вначале разрыхляется благодаря подаче воздуха во все аэрирующие элементы основания силоса. Затем путем интенсивной подачи воздуха только в одну часть основания силоса создается мощный вихревой поток материала. В зависимости от способа гомогенизации аэрирующая поверхность составляет 55—75% общей площади основания силоса.
Аэрирующие элементы полупроницаемы: пропуская воздух вверх, пористые плиты не допускают проникания сырьевой муки вниз при прекращении подачи воздуха.
За последние 20 лет разработаны различные системы гомогенизации. Некоторые из них рассмотрены ниже.
18.1.	Система фирмы «Фуллер»
Эта система пневматического усреднения известна также под названием квадрантного способа. Аэрирующие элементы в основании силоса объединены в квадранты, каждый из которых последовательно служит смесительным, в то время как три остальных являются аэрируемыми. Воздух на смешивание и аэрацию подается двумя отдельными специальными компрессорами. Расход воздуха через смесительный квадрант составляет 75%, а через три аэрируемых квадранта — 25% общего количества воздуха. Благодаря этому над смесительным квадрантом образуется продуваемый на значительную высоту столб
260
материала малой плотности. Более плотный материал из объема над аэрируемыми квадрантами непрерывно проникает в столб менее плотного материала над смесительным квадрантом и поднимается вверх, что приводит к интенсивной вертикальной циркуляции материала. На каждый из четырех квадрантов по-очереди через определенный промежуток времени подается
Рис. 18.2. Схема квадрантной системы гомогенизации
Рис. 18.3. Зависимость вариаций состава смеси по содержанию" СаСОз (титру), ДГ, от времени перемешивания т
1—4— последовательность подачи перемеши-
ваемого воздуха
Рис. 18.4. Вариации содержания СаСОз (ДГ, %) до гомогенизации (слева) и после нее (справа)
воздух для перемешивания, что позволяет получить близкую к полной гомогенизацию сырьевой муки (рис. 18.2 [166]).
Иногда при особых свойствах сырьевой муки более целесообразно осуществлять пульсирующую подачу воздуха для перемешивания взамен постоянной. Это позволяет повысить текучесть сырьевой муки при том же суммарном расходе воздуха. Пульсация улучшает диспергирование и повышает равномерность распределения воздуха в материале.
Расход воздуха и энергии для гомогенизации сырьевой муки зависит от начальной неоднородности ее состава, а также от требуемой степени гомогенизации. Эти факторы влияют на
261
время перемешивания и тем самым — на удельный расход воздуха. На рис. 18.3 приведена зависимость отклонений содержания СаСОз от времени перемешивания.
Современная технология требует проведения предварительной гомогенизации компонентов сырьевой смеси, позволяющей •снизить вариации ее состава. Чаще всего эти вариации характеризуют отклонениями содержания СаСО3. При квадрантном способе пневматической гомогенизации вариации содержания СаСО3 в сырьевой муке снижаются с ±2 до ±0,15—0,2%, что схематически показано на рис. 18.4 [166].
Здесь не обсуждаются вопросы регулирования состава сырьевой муки путем объединения так называемых высоких и низких1 порций и корректирования его в процессе наполнения силоса1 2.
Расход воздуха для гомогенизации равен 15—20 м3/т сырьевой муки, и поэтому общий расход энергии составляет 0,85— 1,1 кВт-ч/т сырьевой муки в зависимости от диаметра, высоты и времени перемешивания. Давление воздуха для перемешивания равно 2—2,2 кгс/см2, а аэрирующего воздуха— 1,6кгс/см2.
Можно осуществлять порционную и непрерывную гомогенизацию сырьевой смеси. Для порционной гомогенизации требуется два смесительных силоса. Один из них заполняется свежей сырьевой мукой, в то время как гомогенизированное содержимое второго подается в запасной силос или в питательный силос печи. Гомогенизация начинается уже во время заполнения смесительного силоса. После его окончания гомогенизация длится еще в течение часа. Время заполнения силоса и его емкость соответствуют 6—12-часовой производительности сырьевой мельницы. При проектировании новых установок учитывают также вероятную неоднородность состава сырьевой смеси. Самый крупный из построенных до 1977 г. силосов для пневматической гомогенизации вмещает 3300 т сырьевой муки. Применяемое в последнее время размещение смесительного силоса над запасным значительно сокращает время разгрузки первого.
Непрерывная гомогенизация может осуществляться с помощью одного смесительного силоса. Этот способ основан на «перетекании» части гомогенизированной сырьевой муки через выпускное отверстие в стенке смесительного силоса. Через это отверстие «перетекает» столько гомогенизированной сырьевой муки, сколько может вытеснить свежая сырьевая мука, поступающая в силос.
1 По насыщению известью. (Прим, ред.)
2 Опыт Себряковского цементного завода свидетельствует о целесообразности для успешного решения этих вопросов применения комплекса из рентгеновского квантометра для оперативного контроля состава смеси и
ЭЦВМ — для анализа результатов, расчета состава и управления дозаторами. (Прим, ред.)
262
Непрерывная гомогенизация может осуществляться также в двух сообщающихся смесительных силосах, как показано на рис. 18.5. Три смесительных силоса, объединенных в блок, применяют при значительных колебаниях параметров сырья. В нормальных условиях блок из трех смесительных силосов не дает лучшего усреднения, чем два силоса [167].
Порционную гомогенизацию применяют там, где качество сырьевой смеси изменяется в широких пределах в течение относительно длительного срока. Непрерывную гомогенизацию
Рис. 18.5. Два усреднительных силоса сырьевой муки, объединенные в блок для непрерывной гомогенизации
Рис. 18.6. Последовательность аэрации днища силоса при го-могенпзации сырьевой муки по способу «Полизиус»
следует использовать только при кратковременных изменениях качества муки в узких пределах, т. е. лучше всего — для сырьевых смесей, прошедших предварительную гомогенизацию [168].
Пневматическую гомогенизацию квадрантным способом (система фирмы «Фуллер») можно проводить в силосах любого диаметра, однако высота силоса должна быть в пределах 1— 1,5 диаметра. Наиболее распространенные смесительные силосы имеют диаметр 12 м, высоту 17 м, а при большой производительности— соответственно 14 и 18 м. Толщина железобетонных стен смесительных силосов — 35—40 см.
Предпочтительны силосы с плоским основанием, так как в них обеспечивается равномерное распределение воздуха. При наклонном основании воздух легче всего проходит там, где толщина слоя материала минимальна. Это приводит к недостатку воздуха в зонах с более толстым слоем материала.
18.2.	Система фирмы «Полизиус»
Этот способ, как и система фирмы «Фуллер», основан на делении основания силоса на секторы (рис. 18.6) [164].
Два противолежащих сектора и круг в центре основания силоса (участки /, 3, 5) аэрируются одновременно. Участок 5 аэрируется непрерывно. В остальные секторы в это время сжатый воздух не поступает. Через определенное время подача воздуха автоматически переключается на секторы 2 и 4. В этой
263
системе основание силоса поделено на девять секторов, к каждому из которых подводится различное количество воздуха.
18.3.	Способ усреднения полосами (объединения SKET/ZAB, ГДР)
На рис. 18.7 [169] показано разделение основания смесительного бункера на пять полос. Полосы 1, 3 и 5, а также полосы 2 и 4 образуют две группы, каждая из которых занимает 50% аэрируемой поверхности. Переключение подачи воздуха <от одной группы к другой происходит автоматически; таким
Рис. 18.8. Кольцевая система аэрирования днища силоса
*Рис. 18.7. Последовательность аэрации «полосками» днища силоса при гомогенизации сырьевой муки
I — главный клапан; II— реверсивный клапан; III—перепускной (байпасный) клапан
образом, половина площади основания всегда активна. Переменное аэрирование приводит к постоянному перемещению содержимого силоса и гомогенизирует смесь.
18.4.	Гейзерный способ усреднения
Этот способ аналогичен предыдущему. Основание силоса разделено на пять аэрируемых колец, как схематически показано на рис. 18.8. Подача воздуха для перемешивания и аэрирования осуществляется в такой же последовательности, как и при усреднении полосами.
18.5.	Способы Мёллера
(фирма «Йоханнес Мёллер», Гамбург, ФРГ)
18.5.1.	Способ гомогенизации сдвигом. Этот способ применяют при больших колебаниях содержания СаСОз (около ±5%). Основание силоса разделено на четыре равных аэри
264
рующих поля. Одно из полей периодически аэрируют мощным потоком воздуха («активный воздух»), остальные три — менее-интенсивно (так называемым «неактивным воздухом»). В результате возникают турбулентный восходящий поток воздуха, и сырьевой муки над первым полем и нисходящее «сдвигающее» течение над остальными (рис. 18.9 и 18.10).
Изготовитель отмечает следующее достоинство данного способа гомогенизации: допускается значительная неоднородность состава исходной смеси (±5%) при достаточной однородности готового продукта. К недостаткам относятся повышенные стоимость и энергозатраты.
18.5.2.	Гомогенизация в многоэтажных силосах. Этот способ-применяют для гомогенизации сырьевой муки с незначительными колебаниями состава (около ±1,5%), обычно после предварительной гомогенизации. Над крупным силосом для хранения сырьевой муки располагают много силосных ячеек. Они заполняются последовательно, с перетеканием. После заполнения одновременно открывают запорную задвижку и по аэрожелобам сырьевую муку подают в коллектор, где происходит дополнительное перемешивание, а затем в силос для хранения-(рис. 18.11).
Преимущества способа заключаются в пониженных энергозатратах и снижении уровня неоднородностей материала примерно в 5 раз. Недостатки: требуется довольно однородный исходный материал, кроме того, относительно высока стоимость-строительства.
18.5.3.	Непрерывная гомогенизация в силосе с конической камерой. Этот метод применяют при высокой однородности (около ±1%) исходной сырьевой муки, с обязательной предварительной гомогенизацией. Сырьевую муку сверху подают в; силос на распределительную камеру, от которой радиально расходятся аэрожелоба («распределительный паук»). Аэрожелоба снабжаются воздухом от вращающегося распределителя,, так что сырьевая мука равномерно распространяется по всему сечению силоса, чем обеспечивается первая ступень гомогенизации материала.
Для оптимизации профиля скоростей и аэрирования нижней части силоса придается коническая форма. Вся свободная поверхность его основания оборудована аэрирующими элементами— разгрузочными пластинами (рис. 18.12 и 18.13). При разгрузке силоса их аэрируют последовательно по кругу. Вторая ступень гомогенизации сырьевой муки обеспечивается при ее перепуске через силосы. Заполнение и разгрузку каждого-силоса проводят в заранее установленном ритме, со смещением вдоль радиально расположенной группы силосов на 180° [170]. Этот способ позволяет снизить емкость силосов на 40—50% по сравнению со способами, приведенными в разд. 18.5.1 и 18.5.2,. так как запасные силосы используются и как смесительные.
265-
266
Преимущества: значительное снижение стоимости строительства, низкие энергозатраты, снижение неоднородности материала на выходе в 5—10 раз. Недостаток: необходима повышенная степень однородности загружаемого материала.
Рис, 18.12. Силос с конусной камерой для гомогенизации сырьевой муки
1 — подача сырьевой смеси; 2 — входной патрубок; 3 — фильтр; 4 — индикатор предельного уровня заполнения; 5— предохранительный клапаи; б — пневматические разгрузочные пластины; 7 — аэрирующие элементы; 8 — плунжерная воздуходувная установка; 9—ротационный воздухораспределитель; 10 — разгрузочный клапан силоса; 11 — разгрузочное устройство силоса; 12 — контрольный регулятор Мёллера
18.6.	Система с центральной камерой (IBAU, Гамбург, ФРГ)1
При этом способе непрерывного усреднения силос используют одновременно и для хранения сырьевой муки (рис. 18.14). Загрузка силоса с центральной камерой осуществляется одновременно через несколько аэрожелобов для лучшей укладки-различных слоев материала.
Усреднение происходит в процессе разгрузки бункера. Слои материала 1 смешиваются благодаря образованию воронок 2. Регулируя аэрацию секций днища 3 и разгрузку дистанционно-управляемыми клапанами 4 и шиберами 5, можно обеспечить последовательное образование воронок по всему сечению материала. Необходимый воздух поступает от компрессора 6.
267
Рис. 18.13. Непрерывная го могенизация в силосах с ко-гнусными камерами
Рис. 18.14. Гомогенизацион-ный силос с центральной камерой (система IBAt/)
1 — слои материала; 2 — воронки в материале; 3 — аэрируемые секции; 4 — клапан; 5 — регулируемый шибер контроля разгрузки; 6 — центробежный компрессор; 7 — центральный бункер; 8 — пылеуловитель; 9 — шибер с регулируемым сечением, пропорциональным углу поворота; 10 — ленточные весы; 11 — загружаемая сырьевая мука;
12 — гомогенизированная сырьевая мука	.. .1
268
Выгрузку можно вести, одновременно открывая от двух до шести шиберов и собирая в воронки от 40 до 60% материала. Энергозатраты составляют 0,1—0,2 кВт-ч сырьевой муки.
Рис. 18.15. Шибер с регулируемым поперечным сечением, пропорциональным углу поворота
Слева — технологическая схема; в центре — связь угловой апертуры а0 с площадью проекции поперечного сечения S; справа — график функции а от S
Рис. 18.16. Гомогенизирующая способность силосов с центральной камерой системы IBAU (по коэффициенту гомогенизации)
Справа — зависимость коэффициента гомогенизации М от высоты Н материала в силосе
Рис. 18.17. Вариации содержания СаСОз (АГ, %) на входе и выходе (система IBAU)
На рис. 18.14 показан смесительный силос с центральной камерой, где сборный резервуар 7 с пылеулавливающим фильтром 8 играет роль бункера над весовым ленточным дозатором. Насос, питающий сырьевой мукой запечный теплообменник, загружается материалом через дозатор или по обводной линии. Для бесперебойного функционирования ленточного дозатора
269
шибер на выходе из резервуара обеспечивает регулировку поперечного сечения потока материала. Последнее является линейной функцией угла поворота шибера (рис. 18.15).
Усредняющая способность силоса с центральной камерой зависит от числа силосов и степени их заполнения материалом (рис. 18.16). Колебания содержания СаСО3 в сырьевой муке на входе и выходе показаны на рис. 18.17.
18.7.	Способ гомогенизации в силосе со смесительной камерой
(фирма «Клаудиус Петерс», Гамбург, ФРГ)
На основе опыта эксплуатации с квадрантной гомогенизацией разработаны новые конструкции смесительных силосов.
Усреднение в силосе со смесительной камерой — непрерывный процесс, применяемый при загрузке и разгрузке силоса или только во время разгрузки.
Силос со смесительной камерой, входящий в состав гомо-генизационной установки, служит одновременно и для хранения материалов и в качестве буферной емкости для сглаживания случайных и запланированных остановок подключенных агрегатов. Плоское днище силоса разделено на аэрируемые секции с радиальными желобами.
В центре днища расположена вентилируемая смесительная камера (рис. 18.18), воспринимающая нагрузку от основного объема материала в силосе. Усреднение начинается при загрузке материала в силос. Проходя через веерный распределитель с аэрожелобами, сырьевая мука формирует горизонтальные слои.
Воздух низкого давления впускают в кольцевую секцию, расположенную по периферии днища силоса. Эта частичная аэрация создает псевдоожиженный слой материала, проходящий под основной массой неаэрированного материала через отверстия в стенках внутрь смесительной камеры, где он свободно расширяется. Избыток воздуха вытесняется в силос. Этим создаются условия для аэрации следующего слоя материала, лежащего над кольцевой секцией вдоль периферии днища у стенки корпуса, и начинается течение материала по всему горизонтальному сечению силоса. Попеременное аэрирование секций приводит к усреднению материала под действием гравитации, зависящему от сил внутреннего трения.
Обычно минимальная емкость силоса со смесительной камерой должна соответствовать двух-трехдневной потребности в сырьевой муке. Оптимальное отношение диаметра силоса к высоте заполнения составляет от 1 :1,5 до 1 : 2.
Коэффициентом усреднения М называют отношение вариаций химического состава загружаемого и выходящего из силоса материала. В данном случае получены следующие значения этого коэффициента: при эксплуатации одного силоса Л4 = 5:1, 270
при параллельной эксплуатации двух силосов М=9:1, при параллельной эксплуатации трех силосов /М=13:1.
На рис. 18.19 показан график распределения отклонений по СаСО3, полученный на основе практических данных за 24 ч, а на рис. 18.20 — то же за 8 сут.
Рис. 18.18. Схема действия гомоге-низационного силоса со смесительной камерой системы «Петерс»
Силосы со смесительной камерой Петерса выполняются одноэтажными и независимо от диаметра позволяют получить дозированный поток материала через выпускной патрубок в боковой стене. При высоком расположении днища разгрузка может производиться также через днище. Имеется возможность удаления материала из смесительной камеры на большом расстоянии от днища без возмущения радиальной симметрии потоков в основном объеме силоса. Использование объема силоса
271
2 9 6 8 10 12 74 16 18 20 22 24 26 28 30 32 36 36 38 60 t, z
ТЛ
80
19
75-
741 i	।__। । । i । ।__________i__i___i--1---1--1 1----1 1 1 1-------1--1---L
2 9 6 8 10 12 19 16 18 20 22 29 26 28 30 32 39 36 38 90 г, z
Рис. 18.19. Вариации содержания CaCO3 (Г, %) на входе (сверху) и выходе
272
Рис. 18.21. Гомогенизационный силос «Петерс» с центральной камерой'в со^ четании с загрузочным устройством запечного теплообменника
Рис. 18.20. Вариации содержания СаСОз (Л %) на входе (сверху) и выходе-(снизу) из силоса при 70%-ном заполнении и вариациях питания от 200 до 230 т/ч во времени
18—394
273
при этом достигает 98%. Энергозатраты на непрерывное усреднение и разгрузку составляют 0,15—0,3 кВт-ч/т.
Гомогенизация в силосе Петерса с крупной камерой. Для снижения долговременных колебаний состава смеси, возможных при усреднении в силосе со смесительной камерой, был разработан силос непрерывного действия с гомогенизационной камерой. Отличительным признаком новой конструкции является укрупненная цилиндрическая гомогенизационная камера, расположенная на днище силоса (рис. 18.21).
Загрузку силоса выполняют через расположенные веером аэрожелоба. Движение материала из периферийной кольцевой зоны в гомогенизационную камеру происходит аналогично описанному выше. Аэрируемое квадрантное днище обеспечивает оптимальное движение псевдоожиженного материала. Благодаря образованию воронок в основном объеме силоса и заключительному перемешиванию в гомогенизационной камере достигаются значения коэффициентов усреднения от 11 : 1 до 15: 1 при удельных энергозатратах 0,5—0,6 кВт-ч/т. По данным изготовителя, благодаря простой конструкции оборудования такой силос стоит относительно дешево.
19. Топливо в цементной промышленности
В зависимости от агрегатного состояния различают твердое, жидкое и газообразное топливо. Все три вида топлива находят применение в цементной промышленности. К твердому топливу относятся каменный и бурый уголь, торф, древесина и кокс.' Каменный и бурый уголь применяется в цементных вращающихся печах и сушилках, а кокс — в шахтных печах. Наиболее распространенным в цементной промышленности видом жидкого топлива является нефть различных сортов, а газообразного — природный газ. Применение технических газов ограничено.
На цементном заводе топливо расходуется для выполнения следующих операций:
при сухом способе производства—83% на эксплуатацию печей, около 14% на сушку сырьевых смесей, около 3% на сушку угля;
при мокром способе производства — 96% на эксплуатацию печей, около 4% на сушку угля.
В последнем десятилетии прошлого столетия в американской цементной промышленности для сжигания во вращающихся печах впервые была применена угольная пыль. За период с 1900 по 1910 г. Эдисон усовершенствовал способ сжигания угольной пыли, что позволило значительно увеличить производительность печей. Пылеугольные форсунки совершенствовались опытным путем; теоретическое понимание процесса горения в основном
274
скорее следовало за практическими достижениями в этой области, нежели предшествовало им.
Одно время при производстве цемента почти везде применялся только уголь, что вызывало большие затраты на заработную-плату. На современном уровне развития уголь в значительной степени вытеснен нефтью и природным газом. Однако в связи с нынешним нефтяным кризисом применение угля в качестве топлива в цементной промышленности ФРГ возросло с 2% в 1973 г. до 6% в 1975 г. [142а].
Капитальные вложения в угольные шахты примерно в 20 раз выше, чем при добыче эквивалентного количества нефти и природного газа. Эксплуатационные расходы при использовании природного газа, кроме того, в 3—5 раз меньше, чем при применении нефти. Доставка природного газа не требует специальных транспортных средств, а стоимость газопроводов составляет лишь небольшую часть стоимости железных дорог, необходимых для доставки угля. Капитальные затраты на газопроводы окупаются в среднем за 3—5 лет. Однако при использовании газопроводов цементная промышленность полностью зависит только от одного поставщика.
Стоимость отделения для подготовки угля на цементном заводе приближается к 15—20% стоимости всего оборудования. Применение природного газа значительно выгоднее, так как не требует оборудования для его подготовки и хранения.
Подготовка 1 т угля и помол до 8—10% остатка на сите 0,09 мм связаны со следующими энергозатратами, кВт-ч: сушка— 2,0, помол — 25,0, обеспыливание— 1,5, транспортировка и прочее—5,0, потери трансформаторной подстанции — 2,5; итого 36 кВт-ч.
Несмотря на зависимость от теплоты сгорания угля, можно в среднем принять, что отношение клинкер : уголь равно 4:1. Таким образом, дополнительный расход энергии по сравнению с природным газом составляет 36/4=9 кВт-ч на 1 т клинкера.
При переводе цементных заводов с угля на природный газ возможно снижение стоимости производства цемента примерно на 8—10%. Одновременно выработка цемента на одного рабочего возрастает на 6—8%.
Поскольку при сжигании природного газа и нефти практиче- 1 ски не образуется зола, проще приготовить подходящую сырьевую смесь. Неоднородности химического состава смеси, связанные с колебаниями зольности угля-, полностью исключаются, что повышает качество цемента.
В табл. 19.1 приведены данные о расходе трех видов топлива при производстве цемента в США при мокром и сухом технологических процессах.
В табл. 19.2 приведены данные о расходе различных видов топлива на единицу массы цемента, произведенного в США в 1975 г.
18*
275
Таблица 19.1. Расход топлива в зависимости от способа производства цемента (США, 1975 г.)
Показатель	Способ производства			Всего
	мокрый	сухой	смешанный	
Число цементных заводов	98	64	6	168
Производительность, 1000 кор. т	36413	25 179	2947	64 539
Доля, %	56,4	39,0	4,6	100,0
Расход топлива:				
уголь, 1000 кор. т	4215	3182	171	7568
нефть1, 1000 кор. т	972	294	17	1283
природный газ, млрд, м3	3,0	1,2	0,3	4,5
1 Плотность нефти принята равной 62,43 фунта/куб. фут.
Таблица 19.2. Средний расход топлива на единицу массы цемента, произведенного в США в 1975 г.
Внд топлива	Расход топлива на 1 кор. т1	Расход тепла, ккал/кг
Уголь	471 фунт	1550
Нефть	372 фунта	1632
Природный газ	6365 куб. футоэ	1817
1 1 кор. т=2000 фунтов = 907 кг.
В СССР около 60% выпускаемого клинкера обжигается с использованием природного газа, что соответствует годовому расходу газа 8 млрд. м3. Обжиг остальной части клинкера производится примерно поровну на нефти и на угле [174а].
В ФРГ при производстве цемента в 1975 г. топливо расходовалось следующим образом: из 33 млн. т цемента, выпущенных за год, 72% обжигалось с использованием нефти, 22%—природного и промышленного газа (расход газа составил 769 млн. м3) и 6% —угля [142а].
Каменный уголь, применяемый в цементной промышленности, должен иметь теплоту сгорания 77ил;6500—7000 ккал/кг, зольность 12—15%, содержание летучих компонентов 18—22%, влажность в естественном состоянии — не более 12%.
В некоторых восточноевропейских странах широко применяют для обжига клинкера бурый уголь. Этот уголь имеет следующие характеристики: 77и = 4800 ккал/кг, зольность 12%, содержание летучих компонентов 40—50%, тонкость помола — остаток 40% на сите 0,09 мм.
276
В ГДР успешно применяется топливная смесь, состоящая из 50—75% бурого угля и 50—25% каменного угля. В печах «Ле-поль» сжигается смесь из 40% бурого и 60% каменного угля.
19.1. Твердое топливо (уголь)
Твердое топливо состоит из органических и минеральных составляющих (табл. 19.3). Угольная зола может содержать 15— 21% А12О3, 25—40% SiO2, 20-45% Fe2O3, 1—5% СаО, 0,5— 1% MgO и 2—8% SO3. Содержание хлоридов в обычных видах угля находится в пределах 0,01—0,1%, а в угле повышенной зольности достигает 0,5%. Содержание фторидов доходит до 0,02%.
Таблица 19.3. Состав каменного угля и кокса
Компоненты
Каменный уголь, о/ /о
Кокс, %
Органические1: углерод С водород Н кислород О азот N
Минеральные: сера S зола влага
60—92 1—5 2—14
0,3—2
0,5—4
5—15 2—15
80—90
0,4—2
0,4—1 8—14
1—1,5
1 Называя С, Н и О принадлежащими органической части угля, мы пренебрегаем их присутствием в виде карбонатов и кристаллизационной воды в минеральной его части. (Прим, ред.)
В состав золы бурого угля входят 25—40% СаО, 3—10% А12О3, 0,5—5% MgO и до 40% SO3. Кроме минеральных составляющих бурый уголь также содержит соли (хлориды и сульфаты) и летучие компоненты, например кристаллизационную воду в глинистых минералах, сульфатах (гипс) и солях, диоксид углерода и триоксид серы в карбонатах и сульфатах.
Углерод, водород и сера представляют собой горючие компоненты; при горении они соединяются с кислородом воздуха и выделяют тепло. Чем выше доля горючих компонентов в топливе, тем больше тепла выделяется при его сгорании. При оценке топлива отмечают только содержание углерода и водорода. Сера, хотя и горит, является нежелательным компонентом топлива, так как при ее сгорании образуется диоксид серы SO2. При соединении последнего с водой получается сернистая кислота H2SO3, которая вызывает коррозию металлических частей печи и при выделении в атмосферу с отходящими газами разрушающим образом действует на живую природу. Сера, остающаяся в
277
угольной золе, попадает в клинкер и снижает его качество. Однако необходимо отметить, что иногда полезно присутствие в. топливе небольшого количества серы для сульфатирования щелочных оксидов. Возникающие при этом сульфаты щелочных металлов являются наиболее устойчивыми фазами, содержащими серу; они покидают печь вместе с клинкером, снижая тем самым кругооборот щелочей в печном агрегате. Только избыток серы может приводить к значительным выделениям SO2 из цементной печи [249]. Нежелательными составляющими топлива являются зола и влага, называемые топливным балластом. В процессе обжига зола почти полностью абсорбируется клинкером. Поэтому при расчете химического состава сырьевой смеси необходимо учитывать химию золы.
При сушке угля не следует забывать, что полностью высушенный уголь трудно воспламеняется. Как известно, углерод не-реагирует непосредственно с атмосферным кислородом; сжигание до СО и СО2 протекает по цепному механизму, при котором углерод вначале вступает в реакцию с более активным радикалом ОН. Поэтому для воспламенения топлива требуется присутствие небольшого количества водяного пара. Следовательно, уголь нельзя пересушивать. Влажность размолотого угля 1— 1,5% оптимальна для его воспламенения.
19.1.1.	Летучие компоненты. Для классификации угля важное значение имеет содержание в нем летучих компонентов. Потери массы при дегазации угля без доступа воздуха представляют содержание летучих компонентов.
Угли молодых геологических формаций по сравнению с углями более древних формаций содержат большее количество кислорода, водорода и азота, и в процессе горения эти элементы и их соединения выделяют больше летучих составляющих.
От содержания летучих компонентов зависит длина пламени при сжигании угля на колосниковой решетке. Угли с высоким содержанием летучих компонентов дают на колосниках длинный факел, и поэтому их называют длиннопламенными; угли с низким содержанием летучих компонентов образуют короткий факел и называются короткопламенными.
Однако свойства угля меняются при сжигании его в виде угольной пыли во вращающихся печах. Длиннопламенные угли, подаваемые в виде пыли в горячую вращающуюся печь, распадаются с большой скоростью. Летучие компоненты газифицируются и немедленно сгорают, а разделившиеся частицы кокса получают высокую пористость; это способствует интенсивному и полному доступу кислорода, что приводит к быстрому сгоранию кокса. Рассмотренные особенности ускоряют процесс горения, локализуя его на коротком участке вращающейся печи, благодаря чему образуется короткий факел.
Короткопламенные угли содержат мало летучих компонентов и при сжигании во вращающейся печи распадаются мед-
278
.ленно. Вследствие низкого содержания летучих компонентов •они горят медленнее, на более длинном участке печи создают более плотный кокс. В результате так называемый короткопламенный уголь при применении во вращающихся печах в виде угольной пыли образует длинный факел.
Оптимальное содержание летучих компонентов в угле при сжигании его в порошкообразном состоянии равно 18—22%. Однако, если подобрать соответствующую тонкость помола, можно успешно сжигать во вращающихся печах уголь с низким содержанием летучих веществ.
19.1.2.	Анализ угля. Для классификации угля применяют анализы двух видов:
а)	приближенный анализ, который заключается в определении количества влаги, летучих компонентов, углерода и золы; он предназначен для быстрой ориентировочной оценки;
б)	элементарный анализ, предназначенный для точного расчета процесса горения; он включает количественное определение влаги, углерода, водорода, серы, кислорода, азота и золы.
19.1.3.	Теплота сгорания. Важнейшим свойством топлива является теплота сгорания, т. е. количество тепла, выделяемое 1 кг топлива (1 м3 газообразного топлива) при сжигании в печи. Теплоту сгорания топлива измеряют исключительно с помощью калориметров: расчет теплоты сгорания по данным элементарного анализа позволяет получить только ориентировочное значение.
Низшая теплота сгорания, стандартизуемая в европейской практике, учитывает потери тепла на испарение влаги, содержащейся в топливе, а также воды, образующейся при горении водорода. Это тепло может быть снова выделено при конденсации водяных паров в процессе охлаждения продуктов горения. Однако, если температура отходящих газов печи превышает 100° С, теплота испарения (539 ккал/кг воды) не может быть использована для работы печи. Если в топливе не содержатся влага и водород, то низшая теплота сгорания равна высшей, стандартизуемой в США. Для перехода от высшей теплоты сгорания Но к низшей Ни можно пользоваться следующей формулой:
где Vw — количество воды, кг, выделяющееся при сжигании 1 кг твердого или жидкого топлива или 1 м3 газа; Fw — влага, кг, содержащаяся в 1 кг топлива; 7? — теплота испарения воды (539 ккал/кг при 100 °C).
Расчет теплоты сгорания (ккал/кг) угля, по данным элементарного анализа, можно провести с помощью формулы Дю-.лонга:
I О, \
Нц = 80.8С + 287 1Н2 —-у j+22,45S— 6W7,
где С—углерод, %; S —сера, %; Н2 — водород, %; О2 — кислород, %; W — влага, %.
279
19.1.4.	Теплота сгорания и расход тепла. Для обеспечения экономичной эксплуатации печей теплота сгорания должна составлять около 7000 ккал/кг. Уголь с более низкой теплотой сгорания повышает удельный расход тепла при обжиге клинкера и снижает удельную производительность вращающихся печей [174, Ь, с].
19.1.5.	Термохимические реакции и объем газов. При горении С, Н и S протекают следующие термохимические реакции.
1.	Реакция горения углерода
С -р О2 = СО2 -р 97 600 кал, или
1 кгС -р 2,666кг О2 = 3,666 кг СО2 -р 8100 ккал.
При недостаточной подаче кислорода углерод сгорает с выделением моноксида углерода по уравнению
С + V2O2 = СО, или
1 кг С -р 1,33 кг О2 = 2,33 кг СО -р 2400 ккал.
Таким образом, теплота сгорания снижается до 8100—2400== = 5700 ккал/кг С. Это указывает на необходимость избытка воздуха для предотвращения неполноты сгорания топлива.
2.	Реакция горения водорода
2Н2-РО2 = 2Н2О, или
1 кгН2 -р 8 кг О2 = 9кгН2О-р 2 8 641 ккал (Ни ).
При конденсации образующихся водяных паров выделяется Яо=33 492 ккал тепла.
3.	Реакция горения серы
S -р О2 =• so2, или
1 кг S -р 1 кг О2 = 2 кг SO2 -р 2210 ккал.
В интервале температур 400—1200° С 1—5% SO2 окисляется в SO3:
SO2 -р 2/2О2 — SOg5 или
1 кг SO2 -р 0,25 кг О2 = 1,25 кг SO3.
Переход от единиц массы к объемам газов и наоборот может быть выполнен с помощью табл. 19.4.
19.1.6.	Температура воспламенения угля. Температурой воспламенения называют температуру поверхности частиц топлива, при которой скорость реакции горения обеспечивает непре-280
Таблица 19.4. Масса и объем газов во вращающихся печах (при 0° С и 760 мм вод. ст.)
Газ	Формула	Масса, г/л	Объем, л/г
Воздух		1,2928	0,7735
Моноксид углерода	со	1,2504	0,7997
Диоксид углерода	со2	1,9768	0,5059
Азот	N3	1,2507	0,7995
Кислород	о2	1,4290	0,6998
Диоксид серы	SOg	2,9266	0,3417
Водяной пар	Н2О	0,8035	1,2444
N- 0,2	0,09 0,08 0,083 Я ТА/
N° Ю 170 200	230 A STM
Рис. 19.1. Зависимость температуры воспламенения угольной пыли от тонкости помола
Рис. 19.2, Зависимость времени горения т от размера ча-' стиц угольной пыли D
рывное сжигание. Для достижения температуры воспламенения необходим определенный промежуток времени, называемый временем воспламенения. Температуру и время воспламенения можно регулировать, изменяя тонкость помола угля. На рис. 19.1 показана зависимость температуры воспламенения от тонкости помола угля. Верхний предел относится к антрациту, нижний — к так называемым газовым углям с высоким содержанием летучих компонентов [171].
На диаграмме видно, что температура воспламенения угольной пыли находится в пределах 200—550° С, а тонкость помола оказывает большее влияние на воспламенение угля, чем содержание летучих компонентов.
Угольная пыль и воздух должны быть нагреты до температуры воспламенения. При 20% избытка воздуха для его подогрева требуется около 90% тепла, расходуемого на воспламенение; только 10% тепла затрачивается на подогрев угольной пыли.
281
19.1.7.	Время горения. Чем быстрее отводятся продукты горения и замещаются свежим воздухом, тем быстрее сгорают частицы угольной пыли. Чтобы выполнить эти условия, требуется высокий перепад скоростей воздуха и частиц угля. Процесс горения состоит из двух фаз: удаления летучих и сгорания твердых составляющих, т. е. кокса. На основе формулы, предложенной Гумцем [172], построена диаграмма времени горения частиц угольной пыли диаметром от 0,02 до 0,5 мм при температуре горения от 900 до 1500°С (рис. 19.2).
19.1.8.	Теплоотдача факела горения угля. Продукты горения топлива или газы факела отдают свое тепло в окружающую среду в основном путем излучения и только в малой степени — путем прямого контакта с обжигаемым материалом, т. е. конвекцией.
Обычно только часть вращающейся печи (около 13% ее объема) заполнена, поэтому значительная доля тепла переходит на футеровку печи и лишь небольшая часть — непосредственно на обжигаемый материал.
Закономерности излучения тепла твердыми частицами не могут быть прямо перенесены на излучение факела. Излучение факела занимает не весь возможный спектральный диапазон. Одно- и двухатомные газы, такие, как азот и кислород, совершенно прозрачны в инфракрасном диапазоне, и их тепловое излучение равно нулю. Следовательно, эти газы в факеле являются балластом. Газы с большим количеством атомов, например пары Н2О, СО2, SO2, напротив, дают значительное тепловое излучение, так как их полосы поглощения расположены в инфракрасном диапазоне спектра. Например, СО2 излучает в диапазоне волн следующих длин, мкм=10~в м: Х = 2,64—-2,84; 4,13—4,47 и 13,0—17,0. Водяной пар имеет пять полос поглощения с волнами следующих длин: X—1,36; 1,85; 2,70; 5,90 и 19,60 мкм.
Зависимость излучения газов от абсолютной температуры Т также отличается от аналогичной зависимости для твердых тел. Для СО2 излучение пропорционально Г3-5, для водяного пара — Т3, в то время как по закону Стефана—Больцмана для твердых тел оно пропорционально Г4.
Поэтому при прочих равных условиях интенсивность излучения пылеугольного факела возрастает с увеличением:
содержания СО2 в газах факела;
содержания Н2О в газах факела;
содержания пыли, суспендированной в газах факела.
Шак [173] разработал формулы для расчета количества тепла, излучаемого СО2 и Н2О. Из них вытекают следующие требования, направленные на улучшение теплоотдачи газов в зоне спекания:
повышение температуры факела;
повышение концентрации СО2 и Н2О;
повышение диаметра печей до максимальных пределов.
282
6 1---;----:;:
5000	0000	7000	8000 НцКнал/кг
Рис. 19.3. Зависимость объема продуктов горения 1 кг угля V (при 10% избытка воздуха) от его теплоты сгорания Ни
и тонкости помола угля. Тон-указанных предельных значе-
19.1.9.	Продукты горения. График на рис. 19.3 показывает объем газов в м3, выделяющихся при сжигании 1 кг угля с теплотой сгорания от 5000 до 9000 ккал/кг при избытке воздуха 10%. График построен на основе данных анализа 30 сортов американского угля. Расчет температуры факела см. в разд. 19.2.
19.1.10.	Подготовка угля. При подготовке н помоле угля необходимо принять меры по предотвращению взрыва угольной пыли. Взрыв происходит при наличии следующих факторов: взрывоопасная концентрация угольной пыли в газовой смеси;
достаточное количество кислорода в газовой смеси;
достаточная тепловая энергия.
Теоретически для предотвращения взрыва угольной пыли достаточно исключить один из трех названных факторов. Однако на практике исключают два, а по возможности, и все три фактора.
Концентрация угольной пыли. Для каменного угля взрывоопасный диапазон концентраций лежит между 150 г (нижний предел) и 1500 г (верхний предел) на 1 м3 воздуха при нормальных условиях. Эти пределы могут колебаться в зависимости от содержания летучих компонентов кость помола угольной пыли д;
ний соответствует 10—15% остатка на сите 0,088 мм. Помольносушильные установки для подготовки угля эксплуатируются при концентрации угольной пыли, превышающей верхний взрывоопасный предел.
Кислород в газовой смеси. Концентрация кислорода в помольно-сушильных агрегатах не должна превышать 14%. Для снижения концентрации часть отходящих газов приходится рециркулировать. Опасные ситуации в отношении концентрации О2 иногда возникают при запуске установок. При снижении концентрации О2 повышается нижний и понижается верхний взрывоопасный предел концентрации пыли, что сужает взрывоопасный диапазон.
Достаточная тепловая энергия. Тепловая энергия, необходимая для начала взрыва, может происходить из трех источников:
283
самовозгорание угля; перегрев угля при сушке слишком горячими газами; перегрев деталей оборудования.
19.1.11.	Сушка угля. Сушка угля, содержащего 15—40% влаги, обычно осуществляется в сушильных барабанах такого же типа, как и сушка сырьевых материалов. Температура горячих газов, поступающих в помольно-сушильную установку, не должна превышать 350° С, поэтому сушка угля связана с более высоким удельным расходом тепла, чем сушка цементных сырьевых материалов.
Температура газов, выходящих из сушильного барабана, должна составлять около 120° С, а температура высушенного угля — около 70° С.
Удельный паросъем при сушке угля в барабанах составляет 25—35 кг водяного пара на 1 №	~
объема сушилки в 1 ч. При сушке угля в сушильных барабанах расход тепла принимают равным 1500 ккал/кг воды.
Сушка угля прекращается при остаточной влажности 1,0—1,5%.
19.1.12. Помол угля. Для помола угля применяют как роликовые (валковые), так и трубные мельницы. Тонкость помола угля должна соответствовать	1,5—2,0%
остатка на сите № 02 (900 ячеек на 1 см2, 200 мкм) и 15% остатка на сите № 009 (4900 ячеек на 1 88мкм). Как правило, короче вращающаяся его измельчают, находится в пределах
Рис. 19.4. Зависимость удельного расхода электроэнергии Е на помол, кВт-ч/т, и производительности трубной мельницы Q от влажности угля W
СМ2, чем печь,
10-
где сжигают уголь, тем тоньше
Расход энергии на помол угля
30 кВт-ч/т. Рост влажности угля существенно снижает производительность мельницы. Эта зависимость схематически представлена на рис. 19.4.
19.1.13. Способы работы угольных мельниц. В зависимости от расположения угольной мельницы по отношению к вращающейся печи имеются два принципиально различных способа работы.
Мельница прямого действия. Продукт такой мельницы подают прямо во вращающуюся печь, и режим ее работы должен соответствовать режиму работы печи.
Капитальные затраты на мельницу прямого действия примерно на 40% ниже, чем на аналогичную установку с подачей топлива в печь через промежуточный бункер.
284
Однако зависимость работы печи от мельницы прямого действия иногда является отрицательным фактором.
Такая мельница усложняет контроль за факелом горения топлива. Водяной пар из угля вместе с высушенным углем вдувается прямо во вращающуюся печь, что снижает температуру факела. Считается, что каждый процент влаги угля снижает температуру факела на 10—14° С. Это уменьшает производительность печи. Из практики известно, что повышение температуры факела на 10° С соответствует увеличению производительности печи не менее чем на 1%.
На рис. 19.5 показана технологическая схема мельницы прямого действия. На рис. 19.6 представлена аналогичная установка с пневмотранспортом готового продукта шаровой мельницы,
Рис. 19.5. Угольная мельница прямого действия
1 — валковая мельница; 2 — весовой ленточный питатель; 3—бункер исходного угля; 4— регулятор тяги; 5 — дополнительный воздухонагреватель; 3—пылеотделитель; 7 — клинкерный холодильник; 8 — вращающаяся печь
причем тепло для сушки поступает с горячего конца вращаю-щейся печи, оборудованной планетарным холодильником. Такая мельница обладает обычными недостатками мельницы прямого действия.
Эти недостатки могут быть ликвидированы при применении помольно-сушильной установки, показанной на рис. 19.7. Между циклонным пылеосадителем 6 и вентилятором первичного воздуха 8 на мессдозах давления устанавливается загрузочный бункер, емкость которого рассчитана на несколько часов работы установки. Мессдозами контролируют питание мельницы. Угольная пыль подается в печь с помощью шнекового питателя. Аспирационный воздух мельницы вдувается в печь в качестве первичного воздуха.
Центральная помольная установка с подачей топлива через бункер. Производительность центральной помольной установки значительно выше потребности печи в угле. Поэтому образует-
285
-ся запас угольной пыли, благодаря чему центральным помольным установкам иногда отдают предпочтение.
На рис. 19.8 схематически представлена центральная помоль-
ная установка для угля.
Рис. 19.6. Угольная мельница прямого действия типа «Тиракс» фирмы «Смидт»
1 — бункер исходного угля; 2 — весовой ленточный питатель; 3 — мельница с пневмотранспортом готового продукта (типа «Тиракс»); 4 — дополнительный воздухонагреватель; 5 — воздушный сепаратор; 6 — циклон; 7 — циркуляционный вентилятор; 8 — вентилятор первичного воздуха; 9— вращающаяся печь; 10 — планетарный холодильник (типа «Унаке»)
Тис. 19.7. Помольная установка для угля фирмы «Смидт» с мельницей полу-прямого действия
1 — бункер исходного угля; 2 — весовой ленточный питатель; 3 — мельница с пневмотранспортом готового продукта (типа «Тиракс»); 4 — вспомогательный воздухонагреватель; 5 —воздушный сепаратор; 6 — циклон; 7 — циркуляционный вентилятор; 8 — вентилятор первичного воздуха; 9 — вращающаяся печь; 10 — планетарный холодильник типа «Уиакс»; И — загрузочный хоппер (буферный бункер)
'286
На рис. 19.9 показана аналогичная центральная помольная установка с трубной мельницей типа «Тиракс» (фирма «Смидт») . Тепло для сушки здесь также поступает с горячего конца печи.
Мельницы, показанные на рис. 19.7—19.9, представляют собой шаровые мельницы с большими входными сечениями и пневмотранспортом готового продукта, позволяющие высушивать уголь с естественной влажностью до 20%.
Эти мельницы имеют одну сушильную и две помольные камеры и работают в замкнутом цикле с сепаратором. Для увели-
19.8. Центральная помольная установка для угля
/ — валковая мельница; 2—весовой ленточный питатель; 3— регулятор тяги; 4 — бун-кер исходного угля; 5 — вытяжной вентилятор; 6 — электрофильтр; 7 — дополнительный-воздухонагреватель; 8—циклон; 9—клинкерный холодильник; 10 — вращающаяся печь;
11— вентилятор первичного воздуха; 12— регулятор тяги первичного воздуха; 13 — бункер молотого угля; 14— ячейковый питатель; 15 — циклон
Рис. 19.9. Центральная помольная установка для угля с шаровой мельницей* 1 _ бункер исходного угля; 2 — весовой ленточный питатель; 3 — мельница с пневмотранспортом готового продукта (типа «Тиракс»); 4—дополнительный воздухонагреватель; 5 — воздушный сепаратор; 6 — циклон; 7 — циркуляционный вентилятор; 8 — вентилятор первичного воздуха; 9 — вращающаяся печь; 10 — планетарный холодильник; 11— бункер молотого угля; 12 — пылеуловитель
287
Таблица 19.5. Угольные мельницы (фирма «Смидт»)
Размеры мельницы D X (44- Т}1, м	Частота вращения, об/мин	Мощность двигателя, кВт	Стандартная производительность, т/ч	Мелющая загрузка, т	Масса мельницы для расчетов, т
1,8 X (2,94 1,2)	22,6	75	4,2	7,7	22,9
1,8 X (3,4 4 1,6)	22,6	92	4,8	9,1	25,6
1,8Х (3,942,0)	22,6	НО	5,6	10,6	27,2
2,0 X (3,942,0)	21,6	132	7,3	12,6	30,2
2,2 X (3,942,0)	20,0	166	9,2	15,9	35,9
2,4 X (3,942,4)	19,8	221	12,0	19,2	42,2
2,6 X (3,9 42,4)	18,6	258	14,2	21,8	49,2
2,8 X (3,942,4)	17,8	330	18,0	26,4	60,8
3,0 X (4,4 4 2,8)	17,2	405	22,2	31,8	73,9
3,2 X (4,442,8)	16,6	500	28,0	39,3	83,4
1 D — диаметр, L, Т — длина
соответственно помольной и
сушильной камеры.
Рис. 19.10. Сушильно-помольная установка для угля тнпа «Тнракс» (фирма «Смидт»)
288
чения объема воздуха входной конец мельницы опирается на скользящий башмак, а выходная цапфа — на подшипник скольжения (рис. 19.10).
Фирма «Смидт» разработала стандартную серию помольносушильных агрегатов для помола 4—30 т сухого угля в 1 ч (табл. 19.5). Данные о производительности мельниц относятся к углю нормальной размалываемости при работе в замкнутом цикле с воздушным сепаратором. Крупность зерен загружаемого материала не должна превышать 15 мм при максимальной влажности до 10%. Помол производится до 12—15% остатка на сите 0,09 мм.
19.2.	Жидкое топливо (мазут)
Важнейшим свойством жидкого топлива является способность сгорать в жидком состоянии. Жидкое топливо состоит из четырех основных групп углеводородов: парафинов, олефинов, нафтенов и ароматических соединений.
Основные виды жидкого топлива: минеральное нефтяное масло (из сырой нефти), каменноугольное масло (смоляные фракции перегонки каменного угля), буроугольное масло (смоляные фракции перегонки бурого угля).
В состав жидкого топлива входят 85—90% углерода, 5—10% водорода и 3—4% кислорода, азота и серы. В некоторых сортах жидкого топлива содержание серы достигает 3%. Несмотря на значительный разброс вязкости жидкого топлива, его низшая теплота сгорания лежит в узких пределах: 8500—10 000 ккал/кг.
19.2.1.	Вязкость. Основной характеристикой жидкого топлива является вязкость. Вязкость измеряется в абсолютных и относительных системах единиц. В Европе применяют шкалу Энглера, в Англии вязкость измеряют в секундах Редвуда, а в США — в секундах Сейболта. В абсолютной системе единиц динамическая вязкость измеряется в пуазах, а кинематическая вязкость — в стоксах. Например, 1 сантистокс соответствует вязкости воды при 15° С. Градусы Энглера показывают время вытекания масла по отношению к воде; жидкое топливо с вязкостью 100 градусов Энглера требует в 100 раз больше времени на вытекание, чем вода.
Жидкое топливо высокой вязкости значительно дешевле, но требует подготовки и применения подогревательных устройств для снижения вязкости.
В табл. 19.6 приведено сравнение различных шкал вязкости.
Вязкость определена при следующих температурах: для единиц Редвуда — 100°F (37,4°С), Сейболта — 70°F (21°С), для тяжелого нефтяного масла (№ 6 по ASTM) Сейболт-Фурол — 122°F (50°С) и Сейболт-Универсал—210°F (99°С).
При увеличении температуры вязкость жидкого топлива снижается и при температуре около 120° С принимает постоянное значение. Поэтому бесполезно подогревать топливо выше
19—394
289
Таблица 19,6. Сравнение единиц вязкости
Градусы Энглера, °Е	Сантистоксы, сСт	Секунды Сейбол-та-Уииверсал SUS	Секунды Сейбол* та- Фурол SFS	Секунды Редвуда R*
3,0	20,6	100	15	89
4,8	34,2	160	20	145
8,8	65,0	300	32	292
14,0	108	500	52	438
23,0	173	800	81	800
43,0	324	1500	150	1400
87,0	648	3000	300	2800
чем до 120° С с целью снижения его вязкости и улучшения распыления в форсунке.
19.2.2.	Плотность, типичный состав и свойства жидкого топлива. Плотность жидкого топлива обычно равна 1 г/см3 при 15° С. Плотность, найденную при другой температуре, пересчитывают на 15° С с учетом коэффициента объемного расширения 0,00065° С.
В цементной промышленности США наиболее распространенным топливом является мазут № 6 (фирма «Хамбл Ойл Энд рифайнинг»). Он имеет следующие характеристики:
Цвет..............................................................черный
Плотность при	15° С............................................ 0,9861
Вязкость, сСт,	при 38°	С......................................... 360,0
Вязкость при 50° С, сек Сейболт-Фурол...................'	. . .	170
Точка текучести, °F............................................. 65
Температура перекачивания, °F ..................................... 100
Температура распыления,	°F....................................... 200
Углеродный остаток, %..............................................12,0
Сера, %.........................................................макс. 2,8
Кислород и азот, %.................................................0,92
Водород, %.........................................................10,5
Углерод, %.......................................................85,70
Осадок и вода, %................................................макс. 2,0
Содержание золы, %.................................................0,08
Высшая теплота сгорания Но, Btu/галлон (Btu/фуит)1.............. 150 000 1
(18 000)
Следует отметить, что американские нормы по жидкому топливу (ASTM 396-64Т) не содержат никаких ограничений относительно содержания серы.
Требования к наиболее распространенным в ФРГ типам жидкого топлива изложены в нормах DIN 51603 (1963 г.). Различают пять сортов жидкого топлива: 1) мазут EL — очень легкий; 2) мазут L — легкий; 3) мазут М — средний; 4) мазут S — тяжелый; 5) мазут ES — очень тяжелый.
Мазуты L и М являются продуктами переработки каменного и бурого угля, а мазуты EL и S — продуктами переработки неф-
’ 1 галлон США=3,78 л; 1 британская тепловая единица Bin=0,252 ккал.
290
Таблица 19.7. Характеристики мазута S по D1N 51603 и их средине значения
Характеристика	DIN 51603	Средние значения
Плотность при 15° С, г/см3	Определяется	0,94
Точка воспламенения, °C	мии, 65	90—140
Вязкость при 50° С, сСт (Е)	макс. 450(59)	190—365 (25-50)
Вязкость при 100° С, сСт (Е)	макс. 40(5,3)	12-28(2—4)
Коксовый остаток по Коирадсоиу, %	макс. 15	6—10
Сера, %	макс. 2,8	1,0—2,5
Содержание влаги, °/о	макс. 0,5	0,1—0,3
Низшая теплота сгорания Ни, ккал/кг	мин. 9500	9750(17 270)
(Btu/фунт)	(17123)	
Зола, %	макс. 0,15	0,01—0,06
Осадок, % Углерод, %	0,5	0,1
	—	86,5
Водород, %	—	11,5
Кислород и азот, %	—	0,5
Теоретический расход воздуха, м3/кг (куб. фут./фунт)	— .	10,8(173)
Объем продуктов горения, м3/кг (куб. фут/фунт)	•—	11,3(181)
Диоксид углерода, %	•—	15,7
Водяной пар, %	—	1,3
ти. Для вращающихся печей цементной промышленности применяется преимущественно мазут 8, а также в зависимости от местных условий мазуты L и М.
Для улучшения распыляемости в форсунке мазут S должен быть предварительно подогрет до 120° С, а мазуты L и М — до 80° С.
В табл. 19.7 приведены соответствующие нормам DIN 51603 характеристики мазута S, наиболее распространенного в цементной промышленности ФРГ.
19.2.3.	Теплота сгорания. В странах с метрической системой мер теплота сгорания нефтяных масел Ни определяется в ккал/кг. Теплота сгорания зависит от плотности; при снижении плотности она повышается, так как более легкая нефть содержит больше водорода. Теплота сгорания тяжелого жидкого топлива колеблется в незначительных пределах.
Для каждого топлива нельзя определить теплоту сгорания по формуле Дюлонга или по аналогичным формулам, которые не учитывают затрат тепла на диссоциацию соединений в процессе горения. Эти затраты (теплота диссоциации) представляют собой энергию, которая необходима, чтобы разложить молекулы, входящие в состав топлива, на отдельные элементы, способные вступить в реакцию; она является разностью между суммой тепла от сгорания отдельных элементов, содержащихся в топливе, и тепла от сжигания их соединений.
19*
291
Высшую теплоту сгорания определяют с помощью калориметрической бомбы. Для расчета применяют следующую формулу:
Ни = Но — 52,1 • % Н2 (ккал/кг).
Удельная теплоемкость жидкого топлива в интервале от наружной температуры до температуры распыления составляет 0,5 ккал/(кг-°C).
Если известны плотность и содержание серы, то теплота сгорания Ни может быть найдена по следущей приближенной формуле:
Ни = 12958 — 3228£>15 — S-70 (ккал/кг),
где О!5 — плотность при 15°C, кг/дм3; S — содержание серы в мазуте, %.
Каждый процент серы снижает теплоту сгорания топлива на 70 ккал/кг.
Не следует смешивать жидкое топливо разных сортов, так как это часто приводит к образованию хлопьев, препятствующих нормальной работе.
Для удаления из жидкого топлива ванадия, серы и других вредных компонентов применяют добавки, которые образуют с указанными примесями эмульсин. В ФРГ для этой цели добавляют к топливу легко удаляемые «Весколин» и «Ванафаг» в соотношении 1:1000.
19.2.4.	Температура факела. Теоретическую температуру факела горения жидкого топлива можно определить по формуле
<?
Ттеор =	,
где Q — теплота сгорания топлива, ккал/кг; Га — объем продуктов горения, м3/кг; Ср — удельная теплоемкость продуктов горения.
Если, например, для мазута S подставить значения из табл. 19.7 и принять Ср = 0,40 при температуре около 2000° С, то получим следующую теоретическую температуру факела:
9750
= ТТ^Го = 21570 с= 39140 F-
На рис. 19.11 приведена диаграмма, по которой можно определить теоретическую температуру факела горения жидкого топлива в зависимости от избытка воздуха и температуры вторичного воздуха при низшей теплоте сгорания Ни=9765 ккал/кг, плотности 0,96 кг/дм3 и содержании серы 2% [174].
19.2.5.	Подготовка жидкого топлива. Мазут, доставленный на цементный завод различными транспортными средствами, с помощью системы разгрузочных насосов подают в резервуар для хранения. При необходимости эта же разгрузочная система насосов оборудуется также устройствами для подогрева мазута,
292
находящегося в автоцистернах, чтобы ускорить их разгрузку. Емкость резервуара для хранения топлива на цементном заводе зависит от расхода жидкого топлива и местных условий его транспортировки. Применяют резервуары емкостью от 1000 до 10 000 м3 и более. При значительном удалении топливного резервуара от печной установки
Рис. 19.11. Теоретическая температура t факела жидкого топлива в зависимости от коэффициента избытка воздуха а и температуры вторичного воздуха 1\
между ними устанавливается промежуточный резервуар, емкость которого должна соответствовать 24-часовому расходу топлива.
Рис. 19.12. Резервуар для хранения жидкого топлива с выпускным подогревателем
Перекачиваемость и способность топлива к распылению в форсунке печи во многом зависят от его влажности, что уже отмечалось выше.
Для подогрева жидкого топлива обычно применяют теплоносители трех различных типов: водяной пар, жидкие теплоносители и электрический ток. Как правило, осуществляется местный подогрев топлива возле выпускного отверстия (рис. 19.12).
Крупные резервуары для хранения жидкого топлива оборудуются несколькими (до четырех) выпускными подогревателями со спиралью накаливания мощностью около 75 кВт каждый. Чтобы обеспечить перекачиваемость топлива, необходимо его подогреть хотя бы до 30—50° С. При этой же температуре осуществляется подача топлива в топливные, перекачивающие и нагревательные установки.
Поскольку на цементных заводах не всегда доступен водяной пар, для подогрева топлива требуется специальный паровой котел, обычно с электрическим отоплением. Однако необходимость обслуживания небольшой котельной установки, химической обработки воды для питания котла, отвода конденсата и т. д. обусловливает нецелесообразность применения пара для указанных целей. Например, для нагрева мазута от 50 до 100° С
293
с целью сжигания во вращающейся печи с запечными подогревателями производительностью 2000 т клинкера в сутки (с расходом мазута около 125—30 кг/мин) нужен паровой котел с электронагревателем мощностью 500 кВт и производительностью 655 кг/ч пара.
Рис. 19.13. Дуплексный насос с подогревателем для мазутной форсунки про-изводительностью 75 млн. ккал/ч
1 — впускной штуцер от промежуточного бака или основного резервуара диаметром 4 дюйма; 2 — двойной фильтр с крупноячеистым ситом; 3 — насос и двигатель № 1;
4 —насос и двигатель № 2; 5 — регулятор давления мазута; 6 — трубопровод для сброса давления диаметром 1,5 дюйма: 7 — трубопровод для слива в бак, диаметром 2,5 дюйма; 8 — выходной фильтр с мелкоячеистым ситом; 5 — трубопровод подачн топлива к форсунке печи диаметром 3 дюйма
Низкое эксплуатационное давление и текучесть жидких теплоносителей обусловили их большее распространение по сравнению с паром. Для нагревания жидких теплоносителей могут использоваться природный газ, светлые нефтяные масла или электроэнергия. Можно назвать ряд жидких теплоносителей: перегретая вода, ртуть, «Даутерм» (дифенил-дифенилоксид) фирмы «Дау Кемикл К0», смеси растворов солей, например 40% NaNO2, 7% NaNO3 п 53% KNO3, а также различные минераль-
294
ные масла, например «Мобилтерм» фирмы «Сокони мобил ойл К0» или «Экссон Термал-ойл» и т.д. Эксплуатационная температура этих теплоносителей равна примерно 300° С, за исключением подогретой воды, которая применяется при эксплуатационной температуре не более 230° С.
Для подогрева топливных трубопроводов применяется также электрический ток, причем трубопроводы могут служить элек
трическим сопротивлением и нагреваться при прохождении тока.
Насосы с подогревателями служат для подогрева мазута от 50 до 100—110°С и подачи под необходимым для распыления давлением в форсунку печи. На рис. 19.13 показана схема такой установки, обеспечивающей работу вращающейся печи тепловой мощностью около 75 млн. ккал/ч при расходе мазута 128 кг/мин с давлением насоса 21 ати. Темпе-
Рис. 19.14. Спаренный насос с подогревателем для мазута («Дуплекс»)
Рис. 19.15. Общий вид дуплексного насоса с подогревателем для
мазута
295
ратура исходного мазута 45° С, а подогретого — НО—112° С. В этой установке на общей фундаментной плите соединены топливные насосы, подогреватели и фильтры, которые выпускаются в виде сдвоенных агрегатов («Дуплекс») и блоков (рис. 19.14).
Фильтр с крупноячеистым ситом, имеющим 60—150 ячеек на 1 см2 (25—35 меш), устанавливается перед насосом для предотвращения попадания твердых частиц; фильтр с малой сеткой (1000—6400 ячеек на 1 см2, 100—200 меш) должен предохранить сопла форсунок от засорения.
Работа вращающихся печей на мазуте требует значительной производительности подающих устройств и высокого давления. Для этой цели применяются преимущественно плунжерные насосы, в частности шестеренчатые винтовые. Центробежные насосы здесь мало пригодны.
На рис. 19.15 показан дуплексный насос с подогревателем для мазута фирмы «Коэн Компани — Комбастшн Инджиниэз энд Мэньюкфэкчерерз» (Берлингэйм, Калифорния, США).
19.2.6.	Сжигание жидкого топлива. Для расчета состава и количества продуктов сгорания примем следующий состав жидкого топлива:
С:.	85%	850 г:
Н2:	12%	120 г;
S:	2,4%	24 г
Н2О:	0,6%	6 г;
Всего: 100% 1000 г = 1кг=--2,2 фунта.
Сгорание 1 кг жидкого топлива: высшая теплота сгорания топлива составляет 10 173 ккал/кг (18 350 Btu/фунт).
Расчет:
„	850-32	2266-77
С4-О3=СО2; —— = 2266гО2; —= 7586rN,;
850 г С + 2266 г О2 = ЗИ6 г СО2; 120-32	960-77	,	„
2Н2 + О2 = 2Н2О;	—j— = 960 г О2; —— = 3214 г N8;
120гН2 + 960 г О2-г 6гН2О= 1086 г Н2О;
24-32
S+O2 = SO2; -------- 24 г О2; 24 г S + 24 г О2 = 48 г SO2;
32
24-77	„
----= 80 г N2. 23
Получаем следующий выход продуктов сгорания (при нормальных условиях):
296
С02 : 3116г= 1,576 м3 * * * *;
Н20 : 1086 г= 1,351м3;
SO2 :	48г= 0,016 м3;
N2 : 10880г= 8,698 м3;
Всего: 15130 г=11,641м3.
Если сгорание происходит с 10%-ным избытком воздуха, то объем продуктов сгорания повышается:
11,641-100
-----------= 12,934м3 (при нормальных условиях).
90
Избыток воздуха равен:
12,934 — 11,641 = 1,293 м3, в том числе:
1,293-0,21 =0,271 м3 = 387 г О2;
1,293-0,79= 1,022 м3 = 1278 г N2.
Поэтому получаем следующий состав продуктов сгорания:
СО2: 3116 г = 1,576 м8 = 12,2 объемн. % = 18,6 масс. %
Н2О: 1086г= 1,351 м3=10,4	»	= 6,5 »
SO2: 48 г= 0,016 м3 = 0,1	»	= 0,3 »
N2:12158г = 9,720 м3 = 75,2	»	=72,3 >
О2:387 г = 0,271 м3 = 2,1	»	=2,3	»
Всего 16795г= 12,934 м3 = 100 объемн. % = 100 масс. %
Анализ газа, проведенный с помощью прибора Орса (Ог-sat), дал другие результаты, так как произошла конденсация водяного пара из продуктов сгорания, который соединился с аспирационной водой и поэтому не был учтен в измеренном объеме газов.
19.2.7. Распыление жидкого топлива. В цементной промышленности в основном применяются топливные форсунки. Для распыления мазута на мелкие капельки необходима механическая работа. Размер капель в данном случае играет ту же роль, что и крупность пылеугольных частиц при сжигании твердого топлива. Чем меньше размер капель мазута, тем лучше горение. Сжигание мазута в виде аэрозоля занимает промежуточное положение между поверхностной реакцией в пы-
леугольном факеле и объемной реакцией при горении газооб-
разного топлива.
В работающей форсунке игловидный канал, позволяющий при подаче мазута под высоким давлением (около 45 ати) распылять его, расположен вдоль оси трубы, по которой подается первичный воздух. При распылении под давлением расход первичного воздуха невелик — лишь около 3% всего необходимого для горения количества воздуха. Он служит прежде всего
297
для охлаждения трубы форсунки в горячем конце печи, а также для зажигания и стабилизации факела. Первичный воздух также служит вспомогательным средством, придающим факелу желаемую форму.
19.2.8. Сравнение угля и жидкого топлива. Оба вида топлива, уголь и мазут, успешно применяются в цементной промышленности. Выбор вида топлива определяется экономическими соображениями. Однако имеются различия в использовании теплоты сгорания топлива обоих видов. Хансен [174] определил, как показано ниже, энергозатраты, необходимые для начала реакции 1 кг мазута типа S (см. табл. 19.7) с кислородом. При этом примем температуры хранения и размягчения мазута равными соответственно 15 и 30° С, а содержание в нем дистиллята 30%. Затраты энергии на подготовку мазута к сжиганию составляют:
1)	на плавление парафинов, если температура хранения топлива ниже температуры его застывания (теплота плавления около 0,1 ккал/кг):
(30 — 15) 0,1 = 1,5 ккал;
2)	на подогрев для достижения необходимой для распыления вязкости, соответствующей температуре 120° С (удельная теплоемкость мазута 0,5 ккал/ (кг-град):
(120— 15)0,5 = 52,5 ккал;
3)	на испарение 30% дистиллята (30 ккал/кг) —10 ккал;
4)	на диссоциацию молекул углеводородов (парафинов, олефинов, ароматических соединений, нафтенов в зависимости от сырья, из которого получено топливо) на углерод и водород (так называемое экзотермическое тепло). Затраты тепла на этот процесс равны 593 ккал.
В сумме энергозатраты составляют 657 ккал/кг топлива. При низшей теплоте сгорания Яц- = 9750 ккал/кг они составляют
657-100
9750
6,7%.
Эта энергия должна поступать от теплоносителя в подогревателе и из самого факела. Часть затрат тепла снова возвращается в факел вращающейся печи. Экзотермическое тепло учитывается при определении теплоты сгорания топлива при анализе в калориметрической бомбе. Несмотря на это, иногда экзотермическое тепло необоснованно считают причиной увеличения расхода тепла при использовании жидкого топлива по сравнению с углем. Объяснение повышенного расхода тепла при использовании жидкого топлива по сравнению с углем приведено в разд. 19.3.5.
В табл. 19.8 сопоставлены расходы тепла в печах с теплообменниками при применении жидкого топлива и угля.
298
Таблица 19.8. Повышение расхода тепла при обжиге клинкера в печах с теплообменниками, работающих на жидком топливе, по сравнению с углем
Производительность вращающейся печи, т/сут	Расход тепла при применении угля, ккал/кг клинкера	Расход тепла при применении жидкого топлива, ккал/кг кликлера
180	1000	1050
250	850	930
380	900	950
380	900	950
1500	835	850*
* Смесь мазута с углем.
19.3. Газообразное топливо (природный газ)
Наиболее распространенным газообразным топливом, применяемым в цементной промышленности, является природный' газ. Основные компоненты природного газа —метан СН4 и этан С2Нб. Тяжелые углеводороды, например пропан, бутан,, пентан и гексан, присутствуют в природном газе в незначительных количествах. Если в природном газе содержатся пентан и гексан, то он называется влажным. Эти фракции (иногда без. пропана) часто удаляются при сжижении природного газа.
Неразветвленные углеводороды называют нормальными и обозначают буквой п, например n-бутан, в то время как остальные обозначают путем прибавления приставки «изо», например изобутан. Если в природном газе присутствует сера, то она выступает в форме сероводорода H2S. Иногда в природном газе-содержится до 10% инертных газов, например диоксид углерода СО2, азот N2 и гелий Не. Теплота сгорания природного-газа равна 8000—10000 ккал/м3 при 16,5° С и 756 мм вод. ст. (стандартные условия США для природного газа).
Из-за повышенного расхода газа на отопление жилых зданий в зимнее время в США природный газ отпускается промышленным потребителям непостоянно. Это заставляет для эксплуатации печей в зимнее время использовать другой вид топлива—мазут или уголь. В табл. 19.9 приведены результаты анализа газа некоторых американских газовых месторождений.
Голландский природный газ (Гронингенское месторождение), импортируемый в ФРГ, имеет следующий состав, %: СН4— 81,5; С2Н6—2,7; N2—14; СО2—0,9 и С3Н8+ —0,9*. Теплота сгорания /7(7=8400 ккал/м3.
* Знак «-|-> означает, что включены все более тяжелые углеводороды.
299
Таблица 19.9. Характеристики природного газа США
Месторождение	Составляющие, % по объему				Плотность (для ВОЗ-Духа 1,0)	н0. ккал/м3	Ну-ккал/м3
	со2	к2	сн,	ОН.			
Тексакана	0,80	3,20	96,00	—	0,57	8602	7766
Кливленд	—	1,30	80,50	18,20	0,65	10060	9118
Ойл сити	—	1,10	67,60	31,10	0,71	10957	9963
Природный газ из южнофранцузского месторождения, на котором работает ряд цементных заводов, имеет следующий состав, %:СН4 95—97,5; СяН,,г 5—2,5; N2<1. Теплота сгорания 7/т;=8840 ккал/м3. Этот газ сжигается на цементных заводах в виде смеси, состоящей из 30—40% угольной пыли и 60—70% газа.
19.3.1.	Теплота сгорания. Теплота сгорания топливной смеси равна сумме значений теплоты сгорания отдельных компонентов. Если топливо представляет собой химическое соединение, то теплота сгорания равна сумме теплот сгорания отдельных элементов, уменьшенной на тепловую энергию, расходуемую на диссоциацию молекул этого соединения.
Для природного газа тепловая энергия, расходуемая на диссоциацию химических связей между водородом и углеродом, в молекулах углеводородов составляет около 9% полной теплоты сгорания [174а]. Теплота сгорания метана равна:
СН4 + 2О2 = СО2 + 2Н2О + 213000 кал.
Однако, если Си Д сгорают отдельно, получим:
С + О2 = СО2 + 97200 кал;
2Н2 + О2 = 2Н2О + 136 800 кал.
Всего	234 000 кал.
В соответствии с законом Гесса, на расщепление 1 моля метана расходуется
СН4 = С + 2Н2 — 20 900 кал.
Поэтому получаем: 234000—20900=213100 кал, т. е. почти то же значение, которое получено в калориметре при сгорании метана. Теплота расщепления составляет
Хотя теплота расщепления учитывается при определении-теплоты сгорания калориметрическим методом, Вальберг [174а]
300
Таблица 19.10. Повышение расхода тепла при обжиге клинкера в печах с теплообменниками, работающих на природном газе, по сравнению с расходом тепла при применении жидкого топлива
Производительность вращающейся печи, т/сут	Расход тепла при применении жидкого топлива, ккал/кг	Расход тепла при применении природного газа, ккал/кг
400	830	900
810	900	940
1600	820	850
1600	750	835
3500	740	780
утверждает, что расход тепла на расщепление молекул является причиной того, что температура факела природного газа примерно на 70—150° С ниже, чем температура пылеугольного
t,°C °F
2000
3600
Рис. 19.16. Зависимость температуры факела смеси природного газа с воздухом t от избытка воздуха а (состав природного газа, °/о: СН4—85,5; С2Н6—13,8; N2— 0,7; температура газа и воздуха 15° С)
Рис. 19.17. Объем продуктов горения природного газа У, м3/м3 газа (при нормальных условиях), в зависимости от высшей теплоты сгорания q, ккал/м3
факела. Сам по себе этот факт хорошо известен из опыта эксплуатации вращающихся печей. Поэтому при использовании природного газа следует поддерживать как можно более высокую температуру вторичного воздуха и максимально снижать избыток воздуха, необходимого для горения.
Из практики известно, что для обжига клинкера во вращающихся печах при использовании природного газа требуется больший расход тепла, чем при применении жидкого топлива или угля. Эти данные приведены в табл. 19.10 на примере не-
301
Таблица 19.11. .Характеристика составляющих природного газа
Характеристика	Метан	Этан	Пропан	Бутан	Пентан
Молекулярная масса	16,04	30,07	44,09	58,12	72,15
Доля углерода по массе, %	74,88	79,88	81,72	82,66	83,33
Плотность (для воздуха рав-	0,555	1,048	1,550	2,084	2,490
на 1) Высшая теплота сгорания Но,	9000	15773	22442	29084	35745
ккал/м3 газа Удельная теплоемкость газа	0,526	0,413	0,390	0,396	0,402
при 15° С, ккал/(кг-°С) Максимальная наблюдаемая	1861	1867	1905	1876	
температура факела в воздухе, °C Воздух, необходимый для го-	9,55	16,70	23,86	31,02	38,19
рения, м3/м3 газа Продукты сгорания, м3/м3 газа: СО2	1,0	2,0	3,0	4,0	5,0
Н2О	2,0	3,0	4,0	5,0	6,0
n2	7,55	13,20	18,86	24,52	30,19
скольких печей с теплообменниками, где предусмотрено сезонное переключение с жидкого топлива на природный газ и наоборот. Повышение расхода тепла служит причиной снижения производительности печи. Например, в случае, приведенном в четвертой строке табл. 19.10, суточная производительность печи после переключения на природный газ снижается с 1600 до 1500 т.
В разд. 19.3.5 приведено объяснение повышенного расхода тепла при использовании природного газа по сравнению с отоплением жидким топливом и углем.
19.3	2. Температура факела. На рис. 19.16 приведена диаграмма, показывающая температуру факела при использовании природного газа с различной долей избыточного воздуха [175].
19.3.3.	Объем продуктов сгорания. Горение компонентов природного газа протекает в соответствии со следующими уравнениями:
метан СН4 + 2О2 = СО2 + 2Н2О;
этан 2С2Нв + 7О2 = 4СО2 + 6Н2О;
пропан 2С3Н8 + ЮО2 = 6СО2 + 8Н2О;
бутан С4Н10 + 6,5О2 = 4СО2 + 5Н2О;
пентан11 С,Н12 + 8О2 = 5СО2 Д- 6Н2О.
С помощью этих уравнений можно определить объем про
1 При расчетах процессов сгорания углеводородов, которые тяжелее пентана, в уравнения подставляют пентан.
302
дуктов сгорания природного газа, когда известен его состав. Пример такого расчета дан в разд. 19.3.4.
На рис. 19.17 приведена диаграмма объема продуктов в м3, выделяющихся при сгорании 1 м3 природного газа с различной теплотой сгорания при 10%-ном избытке воздуха.
В табл. 19.11 приведены плотность, теплота сгорания и другие данные по легким углеводородам.
19.3.4.	Сгорание природного газа. Приведенный ниже расчет объема и массы продуктов сгорания природного газа основан на следующем составе газа, полученном в результате анализа («Саутерн Нэчьюрэл Гас Компани», Басс Юнкшен, Джорджия, США):
Компонент	Объем, %	Btu/куб. фут	Но , по расчету
n2	0,50	0,0	0
со2	0,88	0,0	0
сн4	94,39	1012,3	956
с2нв	2,89	1773,1	51
с3н8	0,79	2522,8	20
1-С4Н10	0,16	3260,5	5
Л-С4Н10	0,18	3269,5	6
i-C5Hn	0,07	4009,5	3
	0,05	4018,3	2
cfHA4+	0,09	5355,1	5
	100,00		1048 В1и/куб.фут =
			= 9323 ккал/м3
Поскольку газоанализатор измеряет газ, насыщенный водяным паром, для учета наличия водяного пара при расчете теплоты сгорания необходимо уменьшить объем газов на 1,73%; в рассматриваемом случае получаем
9323 (1,0000 — 0,0173) = 9162 ккал/ м3.
Этот газ имеет следующий состав по массе:
л л 943,9-16
СН4 943,9л =-----------= 674г;
22,4
С2Н6	„	28,9-30 28,9 л =	= 39 г; 22,4
с3н8	7,9-44 7,9 л =	= 15 г; 22,4
С4Н1(|	3,4-58	„ 3,4л—	, —9г; 22,4
С3Н)2	2,1-72 -4-2,1 л= 		= 7 г; 22,4
	5-28 5,0 л =	= 6 г} 22,4	’
303
п
8,8-44
СО, 8,8 л =--------= 17 г;
2	22,4
1000,0 л = 1м3 = 7б7г.
Иногда теплота сгорания природного газа определяется в расчете на 1 кг газа:
9162-1000	„	,
--------— 11945 ккал / кг.
767
При сгорании 1 м3 природного газа получают:
674 г СН4 + 2696 г О2 + 9026 г N2 = 1853 г СО2 + 1517 г Н2О + 9026 г N2;
39 г С2Н6 + 146 г О2 + 489 г N2 = 115 г СО2 + 70 г Н2О + 489 г N2;
15 г С3Н8 + 54 г О3 + 181 г N2 = 45 г СО2 + 24 г Н2О + 181 г N2;
9 г С4Н10 + 32 г О2 + 107 г N2 = 29 г СО2 + 14 г Н2О 4- 107 г N2;
7rC6Hi2 + 25rOa + 84rN2 = 21 гСО2+11 rH2O + 84rN2;
6rN2	=	6rN2;
17гСО2
= 17гСО2
767 г газа + 2953 г О2 + 9887 г N2 = 2078 г СО2 + 1636 г Н2О + 9893 г N2;
1 м3 газа 4-9,932 м3 воздуха = 10,932 м3;
1,051 м3 СО2 4-2,036 м3Н2О 4-7,909 m3N2= 10,996 м3 продуктов сгорания.
Если горение проходит при 10%-ном избытке воздуха, объем продуктов сгорания составляет
Избыток воздуха по объему равен
12,219 — 10,996= 1,223 м3
и состоит из
1,223-0,21 = 0,257 м3 О2 = 367 г О2;
1,223-0,79 = 0,966м3 N2 = 1208 г N2.
При этом получаем следующий состав продуктов сгорания:
Компонент	Объем, мг	Объем, %	Масса, г	Масса, %
со2	1,051	8,60	2078	13,70
н2о	2,036	16,70	1636	10,80
	8,875	72,60	11101	73,10
1\2 О2	0,257	2,10	367	2,40
Всего	12,219	100,00	15182	100,00
304
Масса продуктов сгорания равна массе исходных продую
тов, г:
воздух, необходимый для горения................................ 12	840
избыточный воздух..................•............................ 1	575
природный газ................................................... 767
Всего.................................... 15182
19.3.5.	Объем продуктов сгорания при сжигании угля, жидкого топлива и природного газа. При сжигании угля, жидкого топлива и природного газа выделяется различный объем продуктов сгорания на одинаковое количество тепловых единиц.
Объем продуктов сгорания (с 10%-ным избытком воздуха), выделяющихся при сжигании угля, жидкого топлива и природного газа, в расчете на 1000 ккал составляет, м3: для угля — 1,24; для мазута— 1,31; для природного газа— 1,47.
Таким образом, жидкое топливо выделяет примерно на 6%, а природный газ — на 18,5% больше продуктов сгорания, чем уголь. Эти данные следует учитывать при расчете печей.
Повышенный объем продуктов горения жидкого топлива и природного газа позволяет объяснить рост расхода тепла при использовании жидкого топлива и особенно природного газа по сравнению с углем. Очевидно, что при сжигании угля требуется меньше воздуха, чем при сжигании жидкого топлива и особенно природного газа в расчете на 1000 ккал. Повышенный расход воздуха, необходимого для горения, приводит к следующим результатам:
снижение температуры факела жидкого топлива и природного газа по сравнению с углем;
увеличение количества отходящих газов и соответственно рост потерь тепла;
повышение скорости газов во вращающейся печи и связанное с этим ухудшение теплообмена между газом и обжигаемым материалом;
снижение производительности печи и связанное с этим повышение удельных потерь тепла во внешнюю среду.
20. Вращающиеся печи
В цементной промышленности вращающуюся печь впервые применил Фредерик Рэнсом. Вначале он получил патент в Англии (патент № 5442 от 2 мая 1885 г. под названием «Усовершенствованная установка для производства цемента»), а затем в США (патент № 340357 от 20 апреля 1886 г. под названием «Установка для производства цемента»).
20—394
305
На рис. 20.1 показан чертеж вращающейся печи, приведенный в патенте Рэнсома. Эта печь отапливалась газом, так как в то время пылеугольное топливо еще не было известно. В дальнейшем получило распространение нефтяное отопление, а затем— пылеугольное. Первые вращающиеся печи имели диаметр
Рис. 20.1. Чертеж вращающейся печи для обжига клинкера в патенте Рэнсома
1,8—2,0 м, длину — от 20 до 25 м, производительность — от 30 до 50 т/сут.
На рисунке видно, что Рэнсом применил подъемные полки из кирпичей для улучшения теплообмена между печными газами и материалом. Лишь много десятилетий спустя такая футеровка была вновь применена во вращающейся печи.
306
20.1.	Типы вращающихся печей
Наиболее распространены следующие типы вращающихся печей (рис. 20.2); а — постояннного диаметра; б—с с расширенной зоной спекания; в — с расширенной зоной кальцинирования; г — с расширенными зонами кальцинирования и спекания; д — с расширенными зонами сушки, кальцинирования и спекания (печи мокрого способа производства); е — с расширенной
Рис. 20.2. Конструкции корпусов вращающихся печей
зоной подогрева (длинные печи сухого способа или печи мокрого способа производства).
Цель расширения зон — удлинение срока пребывания в них материала при одновременном снижении скорости движения газов, что улучшает их теплообмен с материалом. Однако в связи с этим возникает неравномерное движение материала, в результате чего ухудшаются условия работы печи. В участках перехода от расширенного сечения к узкому возникают скопления материала, усиливающие его истирание и пылеобразо-вание. Изготовление переходных участков обечайки намного
20*
307
дороже, чем цилиндрических звеньев. Футеровка переходных зон сложна, трудоемка и требует применения огнеупорных кирпичей и бетонных блоков специальной формы. Особенно неблагоприятна форма обечайки печи — с сужением в разгрузочной части. Такая форма способствует частичному охлаждению клинкера в печи и быстрому износу футеровки в переходном участке.
Практический опыт и теоретические рассуждения в настоящее время приводят к заключению, что наиболее эффективной конструкцией является вращающаяся печь без сужений и расширений. Поэтому обечайки современных печей с запечными теплообменниками имеют постоянное сечение по всей длине. В цементной промышленности СССР в настоящее время строят печи только постоянного диаметра '.
20.1.1.	Степень заполнения печи. Обжигаемый материал формирует сегмент в поперечном сечении печи. Отношение площади этого сегмента к общей площади поперечного сечения печи в процентах называется степенью заполнения печи f (рис. 20.3).
Степень заполнения печи колеблется в пределах 5—17%. Независимо от диаметра печи степень заполнения в зависимости от центрального угла а изменяется следующим образом:
Центральный угол а, град	Степень заполнения печи,%
110	15,65
105	13,75
100	12,10
95	10,70
90	9,09
85	7,75
80	6,52
75	5,40
70	4,50
На рис. 20.4 показано влияние степени заполнения на производительность вращающейся печи. Три кривые соответствуют степени заполнения 7, 10 и 13% и позволяют определить производительность вращающихся печей диаметром от 2 до 3,5 м.
20.1.2.	Уклон печи. Для выбора наилучшего уклона вращающихся печей нет общего правила. Обычно уклон составляет от 2 до 6%, наиболее часто — в пределах 2—4%. Первоначально вращающиеся печи имели больший уклон при пониженной частоте вращения (0,5—0,75 об/мин). Меньший уклон требует большей частоты вращения; при этом материал в печи лучше перемешивается и интенсифицируется теплообмен. При малом уклоне достигается также большая степень заполнения печи, что повышает ее производительность. В табл. 20.1 приведены данные из опыта практической эксплуатации печей о связи
1 Это не исключает возможности их реконструкции с расширением какой-либо зоны при надежном технологическом обосновании. (Прим, ред.)
308
Таблица 20.1. Уклон печи и наиболее выгодная степень заполнения ее материалом
Уклон, %	Степень заполнения, %
4,5	9
4,0	10
3,5	И
3,0	12
2,5	13
Рис. 20.3. Схема заполнения печи материалом
Рис. 20.4. Зависимость производительности печи Q от внутреннего диаметра D и степени заполнения ср
между уклоном и оптимальной степенью заполнения материалом.
С другой стороны, известно, что степень заполнения печи зависит от отношения длины L к диаметру D печи. Степень заполнения вращающихся печей мокрого способа производства при L/D^40 достигает 17% [176]. Но в любом случае именно уклон печи определяет степень ее заполнения; увеличение отношения L)D — лишь дополнительный фактор, способствующий повышению степени заполнения.
Практика эксплуатации печей показывает, что степень их заполнения не должна превышать 13%, так как при большей степени заполнения ухудшается теплообмен.
Боман [177] считает рациональным следующий уклон вращающихся печей; %: 5 — для печей диаметром до 2,8 м, 4 — для печей диаметром от 3 до 3,4 м и 3 — для печей диаметром более 3,4 м. Эти рекомендации приемлемы до настоящего времени, так как обычно вращающиеся печи диаметром более 3,4 м имеют уклон 3—3,5%.
309
Длинные американские вращающиеся печи сухого и мокрого способов производства обычно имеют уклоны от 7/16 до 1/2 дюйма на 1 фут длины; это ненамного превышает 3,5%. Вот почему эти печи эксплуатируются при повышенной частоте вращения (1,3—1,8 об/мин).
В СССР испытывали опытную печь 3X35 м (с теплообменником) при частоте вращения 19—20 об/мин. При такой частоте вращения содержимое печи приходит в ожиженное состояние; скорость продольного перемещения материала в печи составляет 260 м/ч. Время нахождения в зоне обжига равно 3 мин. Установлено, что этого достаточно для образования клинкера, так как сырьевая смесь содержала минерализаторы. Производительность печи составляла 575 т/сут, что соответствует удельной производительности около 3,1 т/(сут-м3) свободного объема печи [178].
20.1.3.	Обозначения уклонов вращающихся печей. Для обозначения уклона вращающихся печей применяют четыре различные системы показателей:
1)	обычные угловые градусы;
2)	«новые» градусы (гоны), соответствующие одной сотой квадранта или прямого угла R; 1 новый градус = 0,9 углового градуса = 54'=3240"; 1 угловой градус (старый градус) равен 1,111 нового градуса;
3)	уклон в дюймах и их долях на фут (12 дюймов) длины; такой уклон называют также скосом. Эта система показателей широко распространена в цементной промышленности США;
4)	уклон в %; при таком обозначении тангенс угла наклона выражается в %; например, выражение tg 45°= 1 = 100% означает уклон, равный 100%.
В табл. 20.2 содержатся данные для сравнения уклона вращающихся печей, выраженного в трех наиболее распространенных системах единиц. Таблицу можно, разумеется, применять и для оценки уклона сушильных барабанов и барабанных клинкерных холодильников.
В табл. 20.3 приведены данные для перевода уклона печей в дюймах/фут в угловые градусы.
20.1.4.	Частота вращения печей. Если диаметр вращающейся печи не превышает 2—3 м, то частоту вращения печи обычно характеризуют числом оборотов в единицу времени. Однако диаметр современных вращающихся печей достигает 6 м и более; поэтому вместо числа оборотов часто задают окружную скорость корпуса печи. Для экономичной эксплуатации печей окружная скорость должна составлять около 35 см/с; в последнее время применяют и скорости 40—70 см/с. На рис. 20.5 показана зависимость частоты вращения печей от диаметра в диапазоне 2,8—6 м при окружной скорости 36 см/с. Фирма «Ин-дустрианлаген» (ФРГ) рекомендует окружную скорость около 70 см/с.
310
Таблица 20.2. Уклон вращающихся печей в различных единицах
311
Таблица 20.3. Пересчет уклона в дюймах/фут в угловые градусы
Дюйм/фут	Угловые градусы
1/4 5/16 3/8 7/16 1/2	1,192 1,491 1,790 2,087 2.385
Рис. 20.5. Выбор частоты вращения печей и в зависимости от диаметра печи D при окружной скорости 36 см/с
20.1.5.	Прохождение материала через вращающуюся печь. Формула для расчета времени нахождения зерен материала во вращающейся печи, разработанная «Бюро оф Майнз», США [179], уже была приведена в разд. 4.15. Ниже эта формула используется для определения времени t прохождения материала через печь при следующих исходных данных: /=100 м, d= =3,04 мм, р=2°40/0" = 2,66°, /г = 1,3 об/мин, F=\ м (постоянный диаметр), 0 = 40°;
t =
1,77-100-6,325
2,66-3,04-1,3
1 = 106 мии.
Выбор подходящего угла наклона печи и изменение частоты ее вращения позволяют регулировать время нахождения в ней материала.
Упомянутая выше формула широко применяется в цементной промышленности США. Имеется и ряд других формул [180—187].
Во вращающихся печах протекают два процесса: термохимический и процесс транспортирования материала.
Термохимический процесс приводит к тому, что материал проходит через вращающуюся печь с переменной скоростью. При постоянной частоте вращения материал получает в разных зонах печи различную скорость. Это установлено опытами с радиоактивными метками (изотопами Na24 и Мп56), например,
312
в печи мокрого способа производства [188]. На рис. 20.6 показана вращающаяся печь с распределением скоростей прохождения материала по длине.
Различная скорость прохождения материала в печи является следствием физических и химических изменений, которым подвергается материал в процессе обжига. Как видно на схеме, материал имеет наименьшую скорость (24,3 см/мин), в зоне обжига, а максимальную (45,6 см/мин) — в зоне кальцинирования. Задача оператора печи — выравнять эту разницу при эксплуатации. Как известно, процесс обжига связан со сложным,
S3»
26,3 см/мин ySJjcnlMUH
зол
ЗЗЛ ЗОЛ 27,3 СМ (мин см/мин см (мин
27,3
см/мин\ 36,5 см/мин
Рис. 20.6. Скорость движения материала в различных зонах вращающейся печи (печь 2,85/2,65x99 м мокрого способа производства с планетарным холодильником производительностью 205 т/сут, уклоном 4%, частотой вращения 0,91 об/мин)
плохо поддающимся расчету движением материала во вращающейся печи.
20.1.6.	Расчет мощности, потребляемой вращающейся печью. Расчет мощности привода вращающихся печей основан на учете двух величин [189]: энергозатрат на преодоление трения и энергозатрат, обусловленных обжигаемым материалом.
Формула для определения мощности сопротивления сил трения вращению печи в л. с. (1 л. с. в системе единиц США равна 746 Вт в отличие от обычной л. с., равной 735,5 Вт):
WbtNF  0,0000092
где W — общая вертикальная нагрузка на подшипники роликоопор, фунты; b—диаметр подшипника роликовой опоры, дюйм; г — диаметр ролика, дюймы; t — диаметр бандажа, дюймы; N — частота вращения печи, об/мин; F— коэффициент трения в подшипниках роликоопор, принимается равным 0,018 для нефтяных смазочных масел и 0,06 — для жировой смазки.
Формула для определения мощности, затрачиваемой на перемещение обжигаемого материала, л. с.:
О = (D sin 6)« NLK,
где D — диаметр печи по футеровке (в свету), фут; sin 0 — принимается по диаграмме на рис. 20. 7 в зависимости от степени заполнения печи; N — частота вращения печи, об/мин; L — длина печи, фут; К — принимается равным 0,00076 для цементного клинкера при мокром или сухом способе производства исходя из угла естественного откоса 35°; 0,00092 для известняка с углом естественного откоса 40° и 0,0018 для печей с подъемными полками на футе
313
11
ровке или лопастями (барабанный холодильник, сушильный барабан) п при угле естественного откоса материала 40 °.
Для печей с переменным диаметром значения G рассчитывают отдельно для каждого диаметра, затем суммируют их.
Пример 20.1. Рассчитать привод печи с подогревателем при следующих технических характеристиках: диаметр 13'6" (4,10 м), £=190'0" (57,75 м), общая нагрузка 1600 000 фунтов (726,4 т). Толщина футеровки 9 дюймов (22,8 см), диаметр подшипников роликоопор 16 дюймов (40 см), диаметр бандажа 174 дюйма (4,42 м), частота вращения печи 1,7 об/мин, £=0,018. Диаметр ролика 42 дюйма (106,7 см), степень заполнения печи 12%, sin 0 = 0,77, 6 = 0,00076.
Рис. 20.7. Диаграмма для определения значения sin 0 при различной степени заполнения печи ср
Мощность сопротивления сил трения вращению печи „	1 600000-16-174-1,7-0,018-0,0000092
Е =-----------------—---------------= 30 л. с. (22,35 кВт),
а мощность, расходуемая на перемещение обжигаемого материала,
G = (11,5-0,77)3 1,7-190-0,00076 = 170л. с. (126,65кВт).
Всего 200 л. с.» 150 кВт. И действительно, вращающиеся печи такого размера имеют приводные двигатели номинальной мощностью 150 кВт.
Аналогичная формула для расчета мощности, потребляемой вращающимися печами, разработана Вейлантом [190].
Отношение объема вращающейся печи к потребной мощности. Если отнести объем печи к найденной в предыдущем примере мощности, то получим следующую величину: 762 м3/150 кВт = 5,1 м3/кВт.
Как видно из табл. 20.4, удельный объем печи на 1 кВт мощности находится в пределах от 4,5 до 4,8 м3/кВт в зависимости от типа декарбонизаторов.
Во вращающихся печах мокрого способа производства отношение объема печи к мощности привода находится в пределах 5,0—6,3 м3/кВт (табл. 20.5).
314
Таблица 20.4. Объем печи с предварительным кальцинированием на 1 кВт мощности, м3
Вращающаяся печь		Объем печи, м’	Мощность, кВт	Объем на I кВт мощности, м3
диаметр, м	длина, м			
3,95	58	710	149	4,76
5,16	84	1760	373	4,72
5,5	85	2018	447	4,51
Таблица 20.5. Объем вращающейся печи мокрого способа производства на 1 кВт мощности, м3
Вращающаяся печь		Объем печи, м’	Мощность, кВт	Объем на I кВт мощности, м3
диаметр, м	длина, м			
5,92/5,32	176,3	4282	745	5,74
5,47/5,32	176,3	3984	670	5,94
6,08/5,16	176,3	3926	745	5,26
7,60/6,38/6,88	231	8754	1788	4,90
4,10/4,56	152	2086	373	5,60
5,16/4,71	155	2792	447	6,24
В длинных печах сухого способа производства отношение объема печи к мощности привода находится в пределах 6— 7,5 м3/кВт (табл. 20.6).
Таблица 20.6. Объем длинных вращающихся печей сухого способа производства на 1 кВт мощности, м3
Вращающаяся печь		Объем печи, м*	Мощность, кВт	Объем на I кВт мощности, м8
диаметр, м	длина, м			
4,8/4,56	161	2707	447	6,05
5,0/4,71	161	2861	447	6,39
4,4/5,0	167	2657	373	7,12
4,86/5,32	173	3733	522	7,16
4,86/5,32	170	3256	447	7,28
4,86/5,32	179	3870	522	7,41
Стандартные вращающиеся печи советского производства имеют такую же удельную мощность двигателей, как и американские печи мокрого способа производства (табл. 20.7).
Из приведенных выше таблиц видно, что печи с декарбонизаторами требуют наибольшего удельного подвода мощности (4,5—4,8 м3/кВт), затем следуют печи мокрого способа (5,0— 6,3 м3/кВт) и длинные печи сухого способа производства (6— 7,5 м3/кВт).
315
Таблица 20.7. Объем советских вращающихся печей мокрого способа производства на 1 кВт мощности, м3
Вращающаяся печь		Объем печи, м3	Мощность, кВт	Объем на 1 кВт мощности, м3
диаметр, м	длина, м			
4,0	150	1884	320	5,88
4,5	170	2703	500	5,40
5,0	185	3632	620	5,85
Более высокое удельное потребление мощности у вращающихся печей с декарбонизаторами по сравнению с длинными
вращающимися печами связано
350 :000	2000 а, т/сцт
Рис. 20.8. Связь между потребляемой мощностью N и производительностью Q печей с теплообменниками
с ростом в первых отношения длины зоны спекания к общей длине печи. Как известно, клинкер имеет больший угол естественного откоса по сравнению с сырьевой смесью, поэтому при вращении печей с
Рис. 20.9. Диаграмма температуры внешней поверхности корпуса вращающейся печи длиной 150 м
декарбонизаторами преодолевается больший крутящий момент, следовательно, они должны потреблять большую мощность. Рост потребления мощности у печей мокрого способа производства по сравнению с длинными печами сухого способа связан с установленными в первых цепями, которые увеличивают массу печи.
При нормальной эксплуатации печи фактическое потребление мощности составляет 40—60% мощности привода. Резервы мощности предусмотрены для покрытия возможных нарушений условий работы: выхода обмазки, срыва колец и т. д.
График на рис. 20.8 показывает рост потребления мощности печи с декарбонизатором с увеличением производительности.
20.1.7.	Температурное расширение вращающихся печей. Длина вращающейся печи и длина окружности корпуса во время эксплуатации увеличиваются. Это необходимо учитывать при установке бандажей на роликовые опоры и уплотнений по кон
316
цам печи. Для расчета линейного расширения за начало отсчета принимают поперечное сечение печи, в котором температура корпуса максимальна. Кроме того, принимают, что к обоим концам печи температура монотонно снижается, как показано' на рис. 20.9. Эта диаграмма построена для печи длиной 150 м; поперечное сечение, в котором температура корпуса максимальна, расположено на расстоянии 25 м от нижнего конца печи.
Линейное расширение составляет [43]:
pi4-^ X
А, = а ----— /
\	2	/
t

где а — коэффициент линейного расширения стали, равный 0,000012; t\— максимальная температура поверхности печи, 365 °C; t2 — температура на концах печи, 155 и 60°С; 1У и /2 — расстояния обоих концов печи от сечения с максимальной температурой, 25000 и 125000 мм; t — температура окружающей среды, 20 °C.
Получаем:
,	/365 4-155	\ г
Л1 = 0,000012 ------!---— 20 25 000 = 72 мм;
\	2
/ 365 4- 60	\
А2 = 0,000012 —— -------— 20 ] 125 000 = 288 мм;
Л1 4- Л2 = 72 4- 288 = 360 мм,
или
360-100
150 000
= 0,24% полной длины печи.
Практически учитывается вдвое меньшая деформация, так как печь может расширяться в две стороны примерно от середины, т. е. от упорного ролика к обоим концам.
Нагрев корпуса печи приводит также к увеличению диаметра. В сечении, где температура корпуса составляет около 300° С, т. е. там, где обычно расположен второй бандаж (считая от разгрузочного конца печи), увеличение диаметра, равного в исходном состоянии 4 м, составляет: 0,000012 (300—20) 4000 = = 13 мм, т. е. в нагретом состоянии диаметр печи становится равным 4013 мм, а длина окружности «=12608 мм. Это на 42 мм= [0,000012 (300—20) 12566] превышает исходную длину окружности, равную 4000-3,1415=12566 мм.
Расширение печи следует учитывать при укладке футеровки и установке бандажей на ее корпусе.
20.1.8.	Зоны, вращающейся печи. В обычной вращающейся печи без запечных подогревателей можно выделить ряд зон (в табл. 20.8 длина зон приведена в процентах к общей длине печи).
Между зонами нет строгих границ, так как трудно установить температуру газа, материала и поверхности футеровки в отдельных зонах; протекающие реакции также частично перекрываются или идут параллельно.
317
Таблица 20.8. Зоны вращающейся печи
% к длине печи	Зона	Температура материала в зоне, °C
33	Зона сушки (в печах мокрого способа)	до 120
14	Зона подогрева	100—550
25	Зона кальцинирования* 1	550—1100
20	Зона спекания или обжига	1100—1450
8	Зона охлаждения	1450—1380
1 От латинского calx — известь; ср. также «прокаливание». Это название по существу более точно, чем широко распространившееся в последние годы в отечественной литературе «зона декарбонизации». Ведь дело не сводится только к удалению СО2, н, кроме того, процессы дегидроксилизации, интенсивно протекающие выше 550° С, никак нельзя отнести к зоне подогрева, а собственно декарбонизация начинается лишь выше 780° С. Приведенные температурные границы и наименования зон за рубежом являются общепринятыми для печей без предварительного подогрева материала и всюду сохранены при переводе. {Прим, ред.)
Схематически можно выделить следующие процессы, протекающие во вращающейся печи:
1) испарение воды (при мокром способе производства);
2) выделение связанной воды из глинистого вещества;
3) диссоциация карбоната магния;
4) диссоциация карбоната кальция;
5) соединение извести с глинистыми минералами, т. е. формирование четырех главных минералов клинкера, примерно в соответствии с уравнением
12СаО *4- 2SiO2 -ф 2А12О3 -ф Fe2O3 ЗСаО* SiO2 *4*
+ 2CaO-SiO2 + ЗСаО-А12О3 + 4CaO-Al2O3-Fe2O3.
20.1.9. Уплотнения вращающихся печей. Для предохранения от подсоса наружного воздуха вращающиеся печи оборудуются уплотнениями как на горячем, так и на холодном концах. Разрежение в горячем конце печи составляет 2—3 мм, в холодном конце (у длинных печей) —25—30 мм.
Уплотнение холодного конца печи производят для того, чтобы предотвратить увеличение объема отходящих газов за счет побочного воздуха; приток наружного воздуха означает увеличение нагрузки на дымосос. Кроме того, вследствие низкой температуры отходящих газов печей мокрого способа производства холодный наружный воздух может снизить их температуру до точки росы и привести к образованию конденсата в трубопроводах и обеспыливающих устройствах. И, наконец, во вращающихся печах с котлом-утилизатором подсос наружного воздуха приводит к уменьшению количества производимого пара и энергии.
318
В горячем конце печи наружный воздух смещает поток горячего вторичного воздуха, выходящего из клинкерного холодильника, и нагревается до температуры печных газов, что вызывает дополнительный расход тепла. В примере 20.2 показаны теплопотери, вызываемые побочным воздухом в горячем конце печи.
Пример 20.2. Рассмотрим вращающуюся печь диаметром 4 м; между корпусом и головкой печи имеется зазор шириной 4 см, через который в печь всасывается наружный воздух.
Площадь кольцевого зазора определим как разность между площадями кругов диаметром 4 и 3,92 м (0,4981 «0,5 м2). При обычном уровне разрежения скорость всасывания наружного воздуха через такой зазор равна 5 м/с; его расход 0,5 м2-5 м/с = 2,5 м3/с=150 м3/мин, что соответствует 150-1,2928=194 кг/мин.
Температура печных газов в зоне спекания 2045° С. Потери тепла на нагрев воздуха от 15 до 2045° С составляют: 194 кг-0,26(2045—15) = = 102393 ккал/мин. Избыточный расход угля 102393 ккал/мин : 7000 ккал/кг= = 14,6 кг/мин, нли около 21 т/сут. Таким образом, неплотности у головки печи служат причиной ежедневных потерь топлива, в данном примере в количестве 21 т.
Имеется много различных конструкций уплотнений вращающихся печей, разработанных фирмами-изготовителями. Ниже приведены только немногие из них.
вращающейся печи графитовыми блоками
/ — нажимная пружина; 2 — распорка; 3 — графитовый блок; 4 —«головка печи; 5 — корпус печи
Рис. 20.11. Уплотнение горячего конца печи с воздушным охлаждением / — основное кольцо; 2 — уплотнительное кольцо; 3 — запорное кольцо; 4 — поддерживающее кольцо; 5 — охлаждаемое упорное кольцо, поддерживающее футеровку печи 5; 7 — охлажда ющий воздух
319
Уплотнение из графитовых блоков (фирма «Фуллер и К0», Катасокуа, США) состоит из 24 графитовых блоков, например, размером 25x150x460 мм, установленных по окружности корпуса печи. Каждый блок крепится с помощью регулируемого кольца, клина и клиновой плиты, прижимается к корпусу печи двумя пружинами из нержавеющей стали, меняющими положение при возможных радиальных отклонениях корпуса печи (рис. 20.10). Пружины позволяют полностью использовать объем и продлить срок службы графитовых блоков. Контакт графитовых блоков с корпусом печи почти полностью предот
Рис. 20.12. Охлаждение разгрузочного конца вращающейся печи
Рис. 20.13. Расход воздуха V для ох-» лаждения разгрузочного конца вращающихся печей в зависимости от их диаметра D
вращает подсосы. Смазочные свойства графита позволяют блокам скользить как по окружности, так и в осевом направлении при расширениях и сужениях вращающейся печи.
На рис. 20.11 показано уплотнение разгрузочного конца вращающейся печи [191] с воздушным охлаждением упорного кольца, поддерживающего футеровку печи и подвергающегося высокотемпературным тепловым ударам. Уплотнение крепится на охлаждаемом кольце, закрепленном на корпусе печи. Охлаждающий воздух нагнетается в зазор между основным кольцом и корпусом печи (рис. 20.12). По графику на рис. 20.13 можно определить количество воздуха, необходимое для охлаждения упорного кольца в горячем конце печи, в зависимости от ее диаметра.
В СССР применяется ряд конструкций, две из которых особенно интересны. На рис. 20.14 показано тройное лабиринтное уплотнение горячего конца вращающейся печи мокрого спосо-320
ба производства размером 5x185 м. Для уплотнения холодного конца такой печи была использована более простая конструкция (рис. 20.15).
20.1.10.	Относительные перемещения бандажей. Как извест- , но, бандажи не имеют жесткого крепления к корпусу печи. Допускаются определенные перемещения бандажей для восприятия температурных деформаций корпуса. Это особенно важно у горячего конца печи. Если перемещения меньше требуемых или
прекращаются совсем, то возникает опасность сужения корпуса печи, повреждения футеровки на участке бандажа и образования трещин в корпусе печи. Поэтому разработаны уст-
Рис. 20.14. Тройное лабиринтное уплотнение советских вращающихся печей
5Ш
Рис. 20.15. Уплотнение холодного конца печи, используемое в СССР
ройства, позволяющие измерять относительные перемещения и удерживать их в требуемых пределах для предотвращения заклинивания бандажа на корпусе печи. Опасное сужение корпуса печи под бандажом предотвращается водяным охлаждением корпуса с помощью разбрызгивающего устройства. Конечно, при этом необходимо применить соответствующую смазку между бандажом и башмаком под ним, закрепленным на корпусе печи, чтобы предохранить от повреждения башмак и сам бандаж. В последнее время с увеличением числа печей большого диаметра эта проблема стала особенно актуальной.
Фирма «Смидт» разработала электронное устройство для непрерывного измерения относительных перемещений бандажа и корпуса. Принцип его действия показан на рис. 20.16.
21—394	321
I1
Бесконтактный конечный выключатель закреплен на стойке сбоку от бандажа. При каждом обороте бандажа он передает импульс, управляющий счетчиком периодов в электронном преобразователе. На приводе вращающейся печи смонтирован скоростной датчик импульсов, передающий около 20000 импульсов при каждом обороте печи. Электронный преобразователь считает число импульсов за период одного оборота бандажа и за время одного оборота печи. Разность этих чисел пропорциональна относительному перемещению бандажа, она может
Рис. 20.16. Схема измерения относительных перемещений бандажа и корпуса печи
I — быстродействующий датчик импульсов; 2 — бесконтактный конечный выключатель; 3 — электронный преобразователь; 4—самописец; 5 — диаграмма расхода охлаждающей воды; 6 — регулятор подачи воды и охлаждение корпуса печи; 7— управляющий сигнал; 8 — трубопровод фильтрованной воды; р — минимум, максимум относительного перемещения (сигналы тревоги)
быть прочитана на дисплее и фиксируется самописцем. Выходной сигнал системы (0—10 В, постоянный ток) поступает на регулятор, управляющий устройством для разбрызгивания воды и сигналами тревоги, отмечающими максимальное и минимальное относительные перемещения бандажа.
Фильтрованная вода разбрызгивается по корпусу печи через систему сопел в виде трех блоков по 2 шт. Эта система приводится в действие тремя магнитными клапанами, связанными с упомянутым регулятором [191а, 87с].
Бандажи массой более 100 т слишком тяжелы для транспортирования и монтажа; поэтому их составляют из двух одинаковых колец, которые при монтаже прижимают друг к другу. Смещение между обеими половинами бандажа при эксплуатации, как правило, невелико именно вследствие их идентичности, а контактная поверхность половин бандажа удобна для смазки [191 в].
20.1.11.	Самоустанавливающиеся опорные ролики. Основным фактором при расчете опорных роликов является давление Герца1 между бандажом и опорным роликом, измеряемое в кгс/см2. Теоретически при неизменяемых поверхностях контакт представляет собой прямую линию. Практически обе со
1 Г. Герц в 90-х годах XIX в. первым решил контактную задачу в описываемом ниже приближении классической теории упругости. (Прим, ред.)
322
прикасающиеся поверхности деформируются под давлением, и поверхность контакта имеет вид почти плоского прямоугольника шириной несколько мм. Размеры бандажа и роликов выбирают так, чтобы уровень возникающих напряжений устанавливался намного ниже предела упругости.
Чтобы линия начала контакта постоянно была прямой, фирма «Смидт» разработала конструкцию самоустанавливающе-гося опорного ролика. Она основана на обеспечении линейного контакта между подшипниками и валом ролика. С этой целью
Рис. 20.17. Самоустанавливающиеся опорные ролики (фирма «Смидт») 1 — опорная подвеска: 2 — гидравлический цилиндр
подшипники снабжены опорной подвеской с шаровыми шарнирами (рис. 20.17) и плавающими опорами.
Взаимное уравновешивание может достигаться также следующими способами:
механическим — с помощью опорной подвески мостового типа на трех опорах, выполненных с применением эластомерных вулканизированных шайб, расположенных между двумя стальными пластинами;
гидравлическим — с помощью двух взаимосвязанных опорных цилиндров, в частности соединенных с механической опорной подвеской для страховки от аварий гидравлической системы;
с помощью четырех цилиндров, связанных между собой. Это позволяет контролировать и при необходимости подбирать нагрузку на ролики. Такая конструкция при любых условиях эксплуатации обеспечивает 100%-ный контакт между бандажом и опорным роликом. При этом поверхностное давление (давление Герца) распределяется по всей ширине бандажа. Следовательно, можно повысить расчетный уровень давления Герца и в результате уменьшить ширину бандажа и размеры опорных роликов. Поэтому несмотря на большое число деталей, по данным изготовителя эта конструкция опорных роликов оказывается дешевле обычной.
21
323
20.2.	Сжигание топлива во вращающейся печи
20.2.1. Установка горелки. Труба горелки может располагаться параллельно оси случае она наклонена к
ном сечении вращающейся печи
печи или горизонтально. В последнем оси печи и поверхности слоя материала. Вследствие «столкновения» факела со слоем материала такое положение горелки не всегда обеспечивает удовлетворительный обжиг.
Обычно трубу горелки помещают в центре поперечного сечения вращающейся печи. Однако имеются модификации, особенно для вращающихся печей большого диаметра, где горелку располагают ближе к поверхности слоя материала параллельно оси печи, чтобы предотвратить наклон трубы горелки в направлении к материалу.
Ниже приведен пример размещения трубы горелки вне центра поперечного сечения вращающейся печи.
Пример 20.3. Внутренний диаметр корпуса печи 4,56 м; толщина футеровки 15 см; толщина обмазки 15 см.
Внутренний диаметр печи 4,56—0,30-2 = 3,96 м=396 см.
Угол естественного откоса материала 40°. При степени заполнения печи 12% высота слоя материала составляет 17,7% диаметра печи (см. табл. 20.9):
396-0,177 = 70 см; I = — — 70 = 128 см; = 64 см.
2	2
V (вертикальная проекция) = 64 cos 40° = 49 см;
h (горизонтальная проекция) = 64 sin40° = 41 см.
Это означает, что труба горелки находится на 49 см ниже центра поперечного сечения печи по вертикали и сдвинута вправо на 41 см. Это положение обозначено точкой В на рис. 20.18.
Таблица 20.9. Степень заполнения печи и высота слоя материала, % к внутреннему диаметру печи
Степень заполнения печи, %	Высота заполнения, % ОТ РвнуТр	Степень заполнения печи, %	Высота заполнения, % от £>внуТр
5	9,75	11	16,7
6	11,0	12	17,7
7	12,2	13	18,8
8	13,4	14	19,8
9	14,5	15	20,8
10	15,6		
324
20.2.2.	Форсунка для твердого топлива. Диаметр сопла форсунки можно определить по формуле
d = 1000
где d — диаметр сопла, мм; V — расход первичного воздуха, мэ/с; v— скорость воздуха в сопле, м/с.
Количество первичного воздуха составляет 15—20% всего количества воздуха, подаваемого на горение, и может быть рассчитано по формуле
V'wQp
V = 3600-100 ’
где V — количество воздуха, необходимое для сжигания 1 кг угля (с учетом избытка воздуха), мэ/кг; w —количество угольной пыли, необходимое для обжига 1 кг клинкера, кг/кг; Q — производительность печи, кг/ч; р — отношение первичного воздуха к общему количеству воздуха, необходимому для горения, %.
Пр и м е р 20.4. Требуется рассчитать диаметр сопла пылеугольной форсунки при следующих исходных данных; Q = 500 т/сут клинкера=20833 кг/ч, у = 60 м/с, р=20%, V'=8 мэ/кг угля, а1=0,25 кг/кг клинкера;
8,0-0,25-20833-20	„ , ,,
V = —----!---------- = 23 м3/с
Диаметр сопла
, ч Г1,30-2,31 d = 1000 1/ -----— = 223мм.
V 60
Обычно форсунка для сжигания угольной пыли имеет форму, показанную на рис. 20.19. На рисунке обозначен диаметр d, найденный в приведенном выше примере.
Сужение выходного участка форсунки обеспечивает улучшение смешивания угольной пыли с первичным воздухом. Изменение диаметра сопла позволяет также регулировать скорость смеси угольной пыли с первичным воздухом. Обычно выполняется правило: чем больше скорость в сопле, тем короче и интенсивнее пылеугольный факел. Скорость смеси первичного воздуха с угольной пылью является функцией производительности вращающейся печи и ее диаметра.
На диаграмме, приведенной на рис. 20.20, показана скорость смеси в сопле форсунки, соответствующая диаметру вращающейся печи. При таких скоростях в сопле факел получает оптимальную форму и создаются благоприятные условия для теплообмена между факелом и обжигаемым материалом.
На рис. 20.21 показана новая конструкция пылеугольной форсунки, позволяющая получать хорошие результаты [192]. Благодаря более полному перемешиванию угольной пыли с первичным воздухом и повышенной турбулентности в такой форсунке возникает короткий интенсивный пылеугольный фа
325-
кел, обеспечивающий повышение производительности вращающейся печи.
Как уже указывалось в гл. 19, температура факела возрастает с увеличением температуры воздуха, подаваемого в печь. ‘Основное влияние оказывает температура вторичного воздуха. Горячий первичный воздух является плохим носителем угольной пыли1 и поэтому может оказывать на факел неблагопри-
фут/с Xм/с
Рис. 20.21. Новая конструкция сопла рис 20.20. Скорость в форсунке v в пылеугольнои форсунки	зависимости от диаметра D вращаю-
щейся печи
ятное влияние. Кроме того, и долговечность вентилятора первичного воздуха ограничивает его температуру.
Для предотвращения обгорания форсуночного сопла воспламенение пылеугольного факела должно начинаться не ближе 25 см от обреза форсунки, что достигается при соответствующей скорости в сопле (см. рис. 20.20). Обгорание сопла и обратное движение пламени могут возникать при скорости в пылеугольном сопле, равной или меньшей 20—25 м/с.
Руланд предложил уравнение, позволяющее рассчитать длину пылеугольного факела во вращающейся печи [192а].
В связи с тенденцией повышения стоимости угля в цементной промышленности начали в большом количестве применять низкокачественный высокозольный уголь с малым содержани-ем летучих компонентов. Промышленный опыт свидетельствует, что оптимальная скорость истечения пылеугольной смеси из форсунки зависит не только от диаметра печи, но в значительной степени и от свойств применяемого угля, особенно от тонкости его помола.
Известное положение о том, что экономичная работа вращающихся печей на низкокачественном угле невозможна, ведет к заключению о необходимости применения второго топливного компонента. С учетом этого требования фирма «Пил-
1 Вследствие увеличения вязкости и ухудшения перемешивания с угольной пылью при повышении температуры. (Прим, ред.)
.326
лард Олфойерунг» (ФРГ) разработала два типа специальных
форсунок, один из которых предназначен для смеси угля с жидким топливом (тип VR-K), а другой — для смеси угля с природным газом (тип VR-GK). По данным фирмы «Пиллард», при этом требуется небольшой расход первичного воздуха — примерно 6% общего количества воздуха на горение — для форсунок различных типов [174d].
20.2.3.	Форсунка для жидкого топлива. Для работы вра
щающихся печей на жидком топливе применяют мазутные го релки или распылительные форсунки разного типа.
Распылительные форсунки высокого давления с фиксированным отверстием. Расход топлива регулируется изменением давления. На рис. 20.22 схематически показано сопло распылительной форсунки высокого давления. В наконечнике форсунки предусмотрены тангенциальные шлицы,
придающие мазуту вращательное Рис. 20.22. Сопло мазутной фор-движение. Давление жидкого сунки высокого давления топлива преобразуется в кинетическую энергию. Если, например, требуется снизить расход топлива на одну треть, то давление следует уменьшить на одну девятую. Для мазута № 6 (соответствующего типу S по DIN 51603/1963) давление 10 ати больше не-
Рис. 20.23. Триплетное сопло («Три-тип») форсунки для большого расхода мазута
считается достаточным для распыления. Рабочее давление этих форсунок составляет около 90 ати при 110° С. Интервал его регулирования ограничен соотношением около 1 :3. Более низкая или более высокая производительность форсунки может быть достигнута только при замене сопла. Для получения высокой производительности (200 кг/мин и более) применяют форсунки мультиплетного типа с несколькими соплами, как показано на рис. 20.23 [193].
327
Распылительная форсунка высокого давления с переменным «отверстием. В жидкостных форсунках другого типа предусмотрено изменение сечения сопла при постоянном давлении. При горизонтальном перемещении сердечника, расположенного в центре входного патрубка форсунки, уменьшается или увеличивается проход для топлива и, соответственно, количество топлива, впрыскиваемого в печь. Рабочее давление составляет около 20 ати. Интервал регулировки расхода также ограничен.
Рис. 20.24. Форсунка с рециклом мазута
1 — подача топлива; 2— возврат топлива; 3—вихревая камера; 4— плита сопла;
5 — сопло; 6 — конус разлета капель; 7 — разрез вихревой камеры
Чтобы ликвидировать эти ограничения, фирма «Пиллард» разработала форсунку специальной конструкции, позволяющую осуществлять регулировку в широких пределах (тип M.Y). Эта конструкция позволяет в период запуска переключать один из двух подающих мазут трубопроводов на возврат мазута. С таким циклом даже мощные печные агрегаты из холодного состояния могут быть доведены до нормальной работы на стационарном устройстве для сжигания топлива [174].
Форсунка с рециклом мазута. При применении такой форсунки может быть достигнуто регулировочное соотношение 1 :8; этого вполне достаточно, чтобы запустить холодную вращающуюся печь и обеспечить ее нормальную эксплуатацию.
Форсунка с рециклом мазута схематически показана на рис. 20.24. Жидкое топливо через полость корпуса и тангенциальные шлицы поступает в вихревую камеру, где получает вращательное движение и впрыскивается в печь через отверстие сопла. Однако впрыскивается только часть топлива; оставшаяся часть возвращается через центральный трубопровод в запасной бак. Количество топлива, подаваемое в печь и возвращаемое в бак, регулируется вентилем, установленным на трубопроводе возврата. В этой системе производительность насоса должна на 30—50% превышать максимальную производительность сопел. Рабочее давление находится в пределах 20—40 ати.
Двухканальная форсунка фирмы «Пиллард». Развитие жидкостных форсунок с подачей воздуха для вращающихся печей ясно продемонстрировало преимущество двухканальных конструкций. Современный уровень техники в этой области представляет форсунка типа VR фирмы «Пиллард» (рис. 20.25).
328
Здесь первичный воздух поступает в два концентрических канала. Вихревая камера, расположенная на входе из внутреннего канала, придает внутреннему потоку первичного воздуха быстрое вихревое движение. Наружный поток первичного воздуха выходит по оси канала. Регулировка перемешивания обоих воздушных потоков позволяет произвольно изменять, форму факела. Во время работы печи дроссельный клапан
Рис. 20.25. Двухканальная форсунка типа VR фирмы «Пиллард»
1 — «шток» сопла; 2 — резиновая ручка для регулирования положения сопла; 3 — быстродействующий запорный ниппель; 4— упор; 5 — труба для подачи топлива; 6 — трубам для возврата топлива; 7 — головка форсунки; 8 — гайка головки форсунки; 9— дроссельный клапан; 10— центрирующие ребра; 11 — корпус «штока»; 12— корпус спиральной] камеры; 13— воздушный корпус; 14— огнестойкая изоляция; 15 —- первичный воздух; 16 — патрубок спиральной подачи; 17 — патрубок осевой подачи; L — номинальная длина форсунки
Рис. 20.26. Формы факела, образуемые акустической форсункой
обеспечивает распределение первичного воздуха между каналами. Наружный поток первичного воздуха выполняет также задачу охлаждения корпуса форсунки. Кроме того, наружную трубу форсунки обычно защищают от перегрева огнестойкой изоляцией (см. рис. 20.25) [174d],
Акустическая форсунка. Так называемая ультразвуковая форсунка [194] позволяет в широких пределах изменять форму факела горения жидкого топлива.
Акустические сопла, в которых используются звуковые волны, генерируемые сжатым воздухом или паром при давлении 6 ати, распыляют жидкое топливо на однородные капли любого требуемого размера. Они позволяют получить разнообразные формы факела. На рис. 20.26 показаны две экстремальные формы факела, полученные с помощью такой форсунки.
329'
Акустическая форсунка состоит из ультразвукового газового сопла, резонатора и топливного сопла. На рис. 20.27 показана схема такой форсунки.
В зависимости от модели форсунки частота вибрации резонатора составляет от 10000 до 20000 Гц; при этом создается топливное облако из капель диаметром около 5 мкм. Интервал регулировки расхода равен 1:15. Неблагоприятным фактором в данном случае является уровень шума. Персонал, обслужи-
вающий печь, вынужден надевать звукоизолирующие наушники. Такая форсунка не является ультразвуковой. Ультразвуковые частоты начинаются после 30000 Гц, т. е. находятся за порогом слышимости.
:Рис. 20.27. Схема акустической форсунки
J — сжатый воздух; 2 — подача мазута;
-3 — распределительный канал; -/ — струя мазута; 5 — резонатор; 6 — сферические звуковые волны, дробящие мазут на однородные капли
Рис. 20.21. Новая конструкция сопла пылеугольной форсунки

20.2.4.	Газовые горелки. Газовая горелка, наиболее распространенная в цементной промышленности США, представляет собой простую трубу с одним каналом для газа без подачи первичного воздуха, не требующегося для сжигания газа во вращающихся печах.
Высокая скорость истечения природного газа из сопла (300—400 м/с) вызывает интенсивный подсос горячего воздуха из клинкерного холодильника и немедленное, достаточно полное перемешивание его с газом, что делает излишней подачу первичного воздуха. Поэтому достигается экономия за счет •стоимости вентилятора первичного дутья и расходов по эксплуатации. Одновременно исключаются потери тепла на нагрев холодного первичного воздуха. При этом полнота сгорания газа достигается без особого избытка воздуха. Факел начинается примерно на расстоянии 50 см от сопла.
.•330
В газовой горелке, схематически представленной на рис, 20.28, длина факела и скорость истечения газа из сопла регулируются путем перемещения сердечника в сопле, т. е. изменением поперечного сечения его отверстия. На форму факела оказывает влияние также форма сердечника. Вытянутый сердечник с закругленными гранями, показанный на рисунке, дает удлиненный факел. Короткие сердечники с острыми гранями создают турбулентный широкоугольный и поэтому короткий факел.
Сердечник, показанный на рис. 20.29, имеет изогнутые отражатели из тонколистовой стали для завихрения газовой струи и дальнейшего укорочения факела. В этой горелке сердечник и отражатели могут перемещаться независимо один от другого. Применяют сопла с отверстиями от 70 до 120 мм, поперечное сечение которых регулируется перемещением сердечников. Рабочее давление газа 2,5 ати [174а].
Фирма «Пиллард Олфойерунг ГмбХ» сообщала об успешной эксплуатации газовой горелки новой конструкции VP-G, В этой горелке газовый поток разделяется, как минимум, на две струи с независимой регулировкой каждой из них. Эта система удовлетворяет требованию оптимальной приспособляемости к условиям процесса обжига во вращающейся печи [174d],
20.3. Способы подготовки материала к обжигу во вращающихся печах
Различают два основных способа подготовки материала для питания вращающихся печей.
1.	Мокрый способ; сырьевой шлам с 18—45% воды получают в болтушках, мокрым помолом или сочетанием этих приемов.
Мокрый способ подготовки необходим, когда физические свойства компонентов сырья (пластичной глины, мела с высокой влажностью и т. д.) не допускают экономичного получения сухой сырьевой муки.
2.	Сухой способ, при котором из сухих компонентов сырья готовят сырьевую муку.
В зависимости от способа подготовки материала применяют следующие способы обжига во вращающихся печах.
1.	При мокром способе:
а)	в длинных вращающихся печах с внутренними теплообменными устройствами, такими, как цепи, сегменты и др.;
б)	в коротких вращающихся печах без внутрипечных устройств с запечными теплообменниками для подсушки сырьевого шлама; эти теплообменники известны под названиями «сушилки для шлама», «концентраторы» и «кальцинаторы»;
в)	во вращающихся печах средней длины с предварительным механическим обезвоживанием сырьевого шлама в отса-
33J
сывающих или прессующих фильтрах; для измельчения кека влажностью 15—20% и последующей сушки в печах предусматривается короткая цепная зона;
г)	в коротких вращающихся печах без внутрипечных устройств с предварительным механическим обезвоживанием сырьевого шлама. Образующийся кек перерабатывается в брикеты или гранулы, которые поступают в подогреватель, например, шахтного (подогреватель фирмы «Дэвис») или колосникового типа (решетка «Леполь» фирмы «Полизиус»).
2.	При сухом способе:
а)	в длинных вращающихся печах без внутрипечных устройств;
б)	в длинных вращающихся печах с внутренними теплообменными устройствами, такими, как цепи, керамические мостики и т. д.;
в)	в коротких вращающихся печах, работающих совместно с подогревателями, такими, как суспензионные теплообменники или решетки «Леполь»;
г)	во вращающихся печах с котлом-утилизатором.
20.3.1. Сравнение сухого и мокрого способов производства. -Основным преимуществом сухого способа производства по сравнению с мокрым является низкий удельный расход топлива на обжиг клинкера.
Если для нового проекта необходимо выбрать способ производства, то следует иметь в виду, что нет общего правила для такого выбора, так как отсутствует единый метод сравнительной оценки эффективности обоих способов; следовательно, невозможно однозначно установить превосходство одного из них.
Советские специалисты разработали формулу, которая показывает, в каком случае экономически выгоднее применение сухого или мокрого способа. Коэффициенты, входящие в эту формулу, базируются на ценах, принятых в социалистической плановой экономике, и неприменимы в сфере капиталистической экономики [195].
Раньше придерживались мнения, что клинкер мокрого способа производства имеет лучшее качество и более однороден благодаря лучшей гомогенизации сырьевых компонентов в виде шлама. Теперь же достигшее высокого совершенства пневматическое гомогенизирующее оборудование и методы подготовки позволяют получить сырьевую муку такой же однородности, как у сырьевого шлама. Поэтому отсутствует и разница в качестве клинкера.
Однако советские эксперты утвержают, что в зоне сушки вращающихся печей мокрого способа помимо физического процесса испарения влаги идет также ослабление связей в кристаллической решетке. В результате ускоряется процесс образования клинкера при дальнейшем обжиге. Считают, что по 332
этой причине в некоторых случаях цемент лучшего качества получают при мокром способе производства [196]'.
Дозировать сухие компоненты сырьевой смеси для получения требуемого состава значительно проще, чем влажные, мокрые или пластичные [197]. Известно, что мокрый помол связан с более низкими затратами. Для помола одного и того же материала до одинаковой крупности при сухом способе требуется на 30% больше энергии, чем при мокром. Однако это преимущество уравновешивается тем, что износ броневых плит и мелющих тел при сухом способе составляет только 30—40% износа при мокром помоле. Поэтому более высокий износ стали при мокром помоле компенсируется более высоким расходом энергии при сухом.
Для цементного завода, работающего по мокрому способу, требуемый объем емкостей для шлама примерно на 20% меньше, чем для сырьевой муки на заводе сухого способа такой же производительности [198, 199].
Обычно расход тепла при мокром способе составляет 1300 ккал/кг клинкера, а при сухом способе в печах с теплообменниками— около 800 ккал/кг клинкера. Таким образом получаем разность 500 ккал/кг в пользу сухого способа. Если средняя стоимость 25 2000 ккал (28 м3 природного газа) составляет 35 центов США и годовая производительность равна 643000 т клинкера, то при сухом способе получаем экономию
643  106 кг- 500 ккал
252 000 ккал
• 0,35 = 447 000 долларов.
Объем отходящих печных газов на 1 т клинкера при сухом способе равен
800 ккал-1000 кг _ „	,..о ,
----------------= 89м3 природного газа-12 = 1068 м3 продуктов сгорания.
9000 ккал
Если прибавить к продуктам сгорания 283 м3 диоксида углерода из сырьевой муки, то получим всего 1351 м3/т. Объем отходящих газов при мокром способе:
300 ккал-1000 кг ,	,	_
•-------------- = 144 м3 природного газа-12 = 1733 м3 продуктов сгорания
9000 ккал
плюс 283 м3 диоксида углерода из сырьевой смеси и плюс 844 кг воды из шлама, т. е.
844-22 4’
---18 -  = 1050м3 водяного пара.
1 Присоединяясь к этому выводу, нельзя не отметить, что разница в качестве цемента обусловлена обжигом при мокром способе в основном гранул, а при сухом — порошка, разные фракции которого перемещаются по печи с различными скоростями, что нарушает однородность продукта. (Прим, ред.)
333
Общий объем отходящих печных газов равен 3066 м3, или на 3066—1351 = 1715 м3/т больше, чем при сухом способе.
Чтобы получить 2000 т клинкера в сутки при сухом способе подготовки сырья, необходимо переработать 2000-1,6 = = 3200 т/сут сырьевой муки; при мокром способе масса сырья для получения такого же количества клинкера больше на 2000-0,844=1760 т/сут. В результатее этого повышается расход электроэнергии и т. п.
Новые вращающиеся печи мокрого способа, разработанные с учетом свойств сырьевых материалов, представляют собой мощные агрегаты диаметром около 5 м п длиной 160—200 м. Эти печи оборудуются мощными цепными системами стоимостью около 100 тыс. долларов США. Такие системы требуют осторожного обращения, особенно при остановках печи и перерывах в подаче электроэнергии.
Вращающиеся печи сухого способа, работающие с подогревателями сырьевой муки, при большой производительности имеют размеры от 4X60 до 5X80 м. В целом при равной производительности стоимость короткой вращающейся печи сухого способа с теплообменником примерно равна стоимости длинной вращающейся печи мокрого способа с цепной системой.
В настоящее время сухой способ производства считается более экономичным. Однако, если имеются пластичные мел и глина с естественной влажностью 15—20%, легко размучиваемые в болтушках и не требующие значительных затрат на помол, может быть принят мокрый способ.
В США 39% всего цемента производится по сухому способу. Число цементных заводов сухого способа растет. В Мексике 97% цемента производится по сухому способу, в Японии — 65%, ФРГ — 92% (1976 г.). С 1952 по 1977 г. число технологических линий мокрого способа здесь снизилось на 18%. СССР, где по традиции применялся в основном мокрый способ производства цемента (88% выпуска, 1975 г.), также недавно принял долгосрочную программу перевода промышленности на сухой способ производства.
20.3.2. Производительность вращающихся печей. Многообразие конструкций вращающихся печей, способов обжига и влияющих факторов затрудняет разработку формул для расчета производительности. Для практических целей при выборе типоразмеров вращающихся печей используют статистические данные по производительности аналогичных установок. Формулы для расчета производительности печей имеют ограниченное применение, так как в них учитывается только часть факторов, влияющих на производительность; они базируются прежде всего на размерах печей [39, 200].
Формула Мартина [201] учитывает некоторые термодинамические факторы:
334
V
Q = 2,826 — D?
где Q — производительность вращающейся печи, т/ч; v — скорость газа на выходе из печи, м/с; Vg — удельный объем газа, м3/кг клинкера; D — внутренний диаметр печи, м.
Ходоров [202] разработал формулу для производительности печей мокрого способа, которую Гипроцемент (СССР) применял для проектных расчетов:
( D \1
DL 45 + KI — — 0,02
(? = <—---------
/«7 — 40)1,6]
1000 [ +(~ 400	~]
где L — длина вращающейся печн, м; U7 — влажность шлама, %; К — коэффициент, характеризующий конструкцию печи; К = 350 для коротких и средних печей с легкими завесами или без них; К = 1150 для длинных печей с LjD = 20—55 и мощными цепными системами.
Для анализа работы печей рассматривают следующие показатели.
1.	Тепловая мощность печи — это количество тепла в единицу времени, выделяемое в зоне спекания. Для определения тепловой мощности Q, ккал/ч, можно применить формулу Хо-дорова:
<Э= 1,1-10’0»,
и сухого спо-
где D—средний внутренний диаметр печи, м.
Эта формула применима для печей мокрого соба при L/D^30.
2.	Удельная тепловая нагрузка поперечного спекания (в свету) QP, ккал/(м2-ч),— это количество тепла в
пересчете на 1 м2 поперечного сечения зоны спекания в 1 ч:
„ Q 1,1-10’0»
q₽=^=^5T = 1'4-106D-
сечения зоны
Здесь Fp — свободная площадь поперечного сечения печи в зоне обжига, м2; в расчет включают 0,785 D, где D — диаметр стального корпуса печи.
Тепловая нагрузка свободного поперечного сечения печи не должна превышать 3,46-10® ккал/(м2-ч). Это значение получено из условия, что скорость печных газов в зоне спекания не должна превышать 8,6 м/с для обеспечения эффективного теплообмена между газом и материалом. Печи мокрого способа расходуют больше тепла на сушку шлама; в этом случае чаще обжиг ведут с большим избытком воздуха, поэтому скорость газов в зоне спекания превышает 8,6 м/с и достигает 10 м/с. Высокая скорость газов не только ухудшает теплообмен, но также служит причиной захвата большого количества пыли из обжигаемого материала. Следует учитывать, что концентрация
335
пыли в печных газах растет пропорционально кубу их скорос-
ти [203].
3.	Тепловая нагрузка зоны спекания — так называют количество тепла, выделяемое в 1 м3 зоны спекания в 1 ч. Для расчета должна быть известна длина зоны спекания, которую можно принять по рис. 20.30. Длина зоны спекания зависит от удельного расхода тепла на обжиг клинкера [204].
5 и -
85 Л 
427 -
^527 ;
ЗЛ -
2.85 D -	__________
300 1000 1200 1500 1600 1ВООЦ,ккап/кг
Рис. 20.31. Удельная производительность Q врашающихся печей мокрого производства в зависимости от внутреннего объема печи V
Рис. 20.30. Зависимость длины зоны спекания, выраженной в диаметрах печи D, от удельного расхода тепла на обжиг клинкера q
Из практического опыта известно, что тепловая нагрузка зоны спекания составляет около 300000 ккал/(м3-ч). Это ориентировочное значение, которое может колебаться в пределах ±10%, но в целом рассматривается как постоянная величина. Эксперименты с целью ее увеличения путем форсирования режима обжига привели к повышению температуры отходящих газов и скорости газов в печи, поэтому не достигли поставленной цели.
Длинные вращающиеся печи мокрого способа производства. В табл. 20.10 приведены размеры и данные о производительности длинных вращающихся печей мокрого способа производства.
Как видно из таблицы, удельная производительность длинных печей мокрого способа составляет в среднем 0,526 т/(м3Х X сут) (полезный объем печи рассчитывается за вычетом футеровки). Удельная производительность вращающейся печи является функцией ее размеров. Старые вращающиеся печи малых размеров, имеющие объем до 500 м3 и не представленные в табл. 20.10, имеют высокую удельную производительность — около 0,65 т/(м3-сут). Новые мощные вращающиеся печи мокрого способа объемом 7500—8000 м3 имеют более низкую удельную производительность — 0,45 т/(м3-сут). Это видно из диаграммы, представленной на рис. 20.31.
336
Таблица 20.10. Размеры и производительность длинных вращающихся печей мокрого способа производства
Размеры, м	L/D	Свободный объем, м3	Производительность, т/сут	Удельная производительность, т/(м3-сут)
Вращающиеся печи ФРГ: 6,9/6,4/7,6X231	33:1	7519	3400	0,452
7,0/6,25X202	31:1	5710	3000	0,525
5,6X183	33:1	3850	2000	0,519
4,8/5,3X165	30:1	2800	1500	0,535
4,55/5X164	34:1	2378	1250	0,525
4,25/4,85X160	35:1	2112	1250	0,591
4,55/4,10/4,55X152	35:1	1900	1000	0,526
3,8/4,4X130	32:1	1716	918	0,534
Вращающиеся печи СССР: 5X185	37:1	2940	1700	0,578
4,5X170	38:1	2244	1200	0,534
4X150	37,5:1	1525	850	0,557
Отношение длины к диаметру L/D у длинных вращающихся печей мокрого способа составляет в среднем 33:1. Удельный расход тепла находится в пределах 1300—1650 ккал/кг клинкера. По сравнению с короткими печами старых конструкций длинные печи дают экономию тепла 400—700 ккал/кг клинкера. Температура отходящих газов длинных вращающихся печей мокрого способа равна 150—230° С. Концентрация пыли в отходящих газах составляет около 15 г/м3.
Удельные энергозатраты при работе длинных печей мокрого способа равны 14—22 кВт-ч/т клинкера, считая от шлам-бассейна до попадания клинкера на колосниковую решетку холодильника. Потери тяги в длинных вращающихся печах мокрого способа с цепными системами составляют 150—180 мм вод. ст.
20.4.	Обезвоживание сырьевого шлама
Снижение влагосодержания сырьевого шлама осуществляется двумя способами: химическим — путем введения разжижителей шлама и механическим — путем обезвоживания шлама в подходящих фильтрах, например барабанных или дисковых. Применяют также фильтр-прессы, формующие брикеты влажностью 18—20%. Однако это требует дополнительных капиталовложений. Механическое обезвоживание шлама допускает укорачивание длинных вращающихся печей мокрого способа производства.
На рис. 20.32 приведена зависимость между влажностью сырьевого шлама и удельным расходом тепла, характеризуемым так называемым коэффициентом расхода тепла [206].
22—394
337
Например, вращающаяся печь, питаемая шламом влажностью 38%, имеет удельный расход тепла 1500 ккал/кг клинкера. Снижение влажности шлама до 36% должно сократить удельный расход тепла до 1500x0,95 (коэффициент) = 1425 ккал/кг, и, наоборот, повышение влажности шлама до 41% повысит удельный расход тепла до 1500X1,08 = 1620 ккал/кг
клинкера.
20.4.1. Химическое обезвоживание (разжижители шлама). Цементный сырьевой шлам — гетерогенная система, состоящая
0,7 	।
0,6 \---1----1---:----1---1----1----1---1
28 30 32 52 ЗБ 38 20 22 Ю
Рис. 20.32. Коэффициент расхода тепла К в зависимости от влажности сырьевого шлама W, %
из воды и твердых веществ в виде мелких дисперсных частиц. Эта система обладает определенной вязкостью, которая измеряется растекаемос-тью шлама на пластинке Су-тарда. Шлам, легко перекачиваемый насосом, имеет расте-каемость 60—65 мм на вискозиметре Сутарда. Подобный же вискозиметр для шлама разработан фирмой «Смидт».
Разжижители добавляют к цементному сырьевому шламу для снижения его влажности
при сохранении вязкости.
Каждый процент снижения влажности шлама повышает производительность печи примерно на 1,5%; одновременно приблизительно на 1% снижается расход тепла на обжиг клинкера.
Разжижители шлама вводят в сырьевую мельницу, некоторые из них одновременно служат интенсификаторами мокрого помола.
Эффективность разжижителей шлама существенно зависит от его физико-химических свойств. Подходящие разжижители подбирают экспериментально для каждого сырьевого материала и каждого цементного завода. При этом каждый разжижитель характеризуется оптимальной концентрацией, превышение которой ведет к росту вязкости шлама. Например, при добавке 0,33% NaOH влажность шлама снижается с 40 до 34,6%, однако при большем количестве NaOH шлам станет более «жестким».
Возраст шлама также влияет на его свойства, хотя это трудно учесть в производственных условиях. Шлам 40%-ной влажности имеет такую же вязкость в возрасте 7 сут, что и свежий шлам из того же сырья влажностью 35,8%. При более грубом помоле вязкость шлама снижается.
Ионы и молекулы разжижителей адсорбируются на поверхности частиц в шламе. Это предотвращает агломерацию частиц, снижает внутреннее трение и повышает текучесть.
338
Имеется две группы разжижителей шлама 1:
а)	щелочные электролиты — силикат натрия Ыа25Юз, гидроксид натрия NaOH, карбонат натрия Ыа2СОз;
б)	поверхностно-активные, в основном органические вещества—'Производные лигнина, лигносульфонат кальция, гуминовые кислоты, сульфитный щелок, углесодержащие добавки, мелассы и т. д.
Добавка 0,3—0,4 % концентрата сульфитного щелока (здесь и ниже сухое вещество в расчете на сухую смесь) позволяет снизить влажность шлама на 3—4%, а в некоторых случаях — до 8%. Сульфитный щелок одновременно служит интенсификатором помола. Его смесь с карбонатом натрия (1 :1), добавленная в количество 0,6—0,8%, снижает влажность шлама на 5— 8%. Описан случай, когда добавка 0,075% Na2COs позволила снизить влажность шлама с 42 до 31,4% без уменьшения его текучести.
Добавка жидкого стекла в количестве 0,1% снижает влажность с 35,5 до 24%. При добавке триполифосфата натрия ЫазРзОю (ТПФН, или STPP) в количестве 0,8% влажность шлама снижается на 3%, если в нем отсутствуют растворимые сульфаты кальция или магния. Последние взаимодействуют с ТПФН и «отравляют» его.
С другой стороны, разжижению шлама способствует повышение значения pH, так как при высокой концентрации гидроксильных ионов хлопья не образуются. Это достигается, например, при добавке соды к ТПФН. Применение щелочных электролитов в качестве разжижителей шлама требует точной дозировки во избежание их отрицательного влияния на процесс обжига и качество цемента.
Затраты на разжижитель шлама должны быть ниже экономии от снижения расхода топлива [207—216], достигаемой при введении разжижителя.
20.4.2.	Механическое обезвоживание шлама (цепные системы). Вращающиеся печи мокрого и сухого способов производства содержат различные цепные системы. Их единственным назначением в печах сухого способа является интенсификация теплообмена между горячими печными газами и сырьевой мукой. В печах мокрого способа цепные системы, кроме того, служат для испарения влаги и транспортирования материала и предотвращают образование шламовых колец.
Цепные системы сами по себе не являются механическими устройствами для обезвоживания шлама, однако так как они выполняют значительную механическую работу (в дополнение к сушке шлама), их часто относят к группе механических обезвоживателей шлама1 2.
1 Третья группа—смеси разжижителей двух первых групп. (Прим, ргд.)
2 Все же это представляется спорным. (Прим, рео.)
22*
339
т
Различают цепные системы двух типов: цепные завесы (рис. 20.33) и цепные гирлянды (рис. 20.34) Ч
В цепных завесах каждую цепь закрепляют только за один конец. Длина цепей составляет примерно 0,7 внутреннего диаметра печи (см. рис. 20.33). Расстояние между точками подвески отдельных цепей по окружности около 30 см, при менее плотных завесах — 40—45 см. Примерно такое же расстояние вдоль оси печи между кольцами навески. Кольца навески рас
Рис. 20.33. Цепная завеса
полагают перпендикулярно оси печи. В СССР применяют крепление цепной завесы по винтовой линии1 2.
Цепные гирлянды должны провисать так, чтобы оставшееся свободным расстояние составляло 0,4 внутреннего диаметра печи (см. рис. 20.34). Цепи, входящие в гирлянды, подвешиваются за оба конца вдоль винтовой линии, эта линия образует с осью печи угол от 45 до 60°. Для печей диаметром до 4 м этот угол должен составлять 45—50°, а для печей диаметром более 4 м — 60°.
Во вращающихся печах сухого способа всегда применяют цепные завесы (рис. 20.35). В цепной зоне оставляют один или два участка без цепей; эти участки выравнивают температуру газов, служат буферным объемом для выравнивания скоростей транспортирования отдельных фракций материала, способствуют осаждению пыли и дают возможность для установки термопар.
Во вращающихся печах мокрого способа применяют комбинацию из цепных гирлянд и завес (рис. 20.36).
1 В отечественной литературе они называются завесами со свободно висящими концами и гирляндно-винтовыми, ио изложенная в тексте классификация за рубежом общепринята и достаточно наглядна, к тому же и сами названия короче; поэтому они сохранены в переводе. (Прим, ред.)
2 В шахматном порядке. (Прим, ред.)
340
Цепные гирлянды лучше перемещают материал в печи, чем свободно висящие цепи, что особенно важно для мокрого способа. Однако монтаж завес проще и выполняется быстрее, чем монтаж гирлянд.
Гидравлическое сопротивление цепных завес составляет 1— 2 мм вод. ст., а цепных гирлянд — 2—3 мм вод. ст. на 1 м длины цепной зоны.
Рис. 20.35. Цепная система вращающейся печи сухого способа производства диаметром 5,3 м
/ — загрузочный конец; 2 — свободные участки; 3 — усреднительные участки цепной за-
4,5 M
/— загрузочный конец; 2 — свободные участки; 3— пылевой фильтр (свободновисящие цепи); 4— цепная гирлянда (зона пластичного материала); 5 — цепная гирлянда (зона гранулообразования), нержавеющая сталь
Длина цепной зоны для мокрых вращающихся печей может быть определена по формуле
LK = 0,071 (0,1 “—11 ,
где L — длина печи, м; D — средний диаметр корпуса печи, м.
Необходимо также учитывать следующие критерии: при L/Z)>33 цепная зона должна занимать 18—20% длины печи, а при L/D = 33—25— 10%; вращающиеся печи с L/ZX25 вообще не должны иметь цепей из-за высокой температуры газов.
Кроме того, следует отметить, что шлам, покидающий цепную зону, должен содержать 8—10% воды, так как при более
341
низкой влажности усиливается пылевыделение вследствие разрушения гранул.
Масса цепей в расчете на 1 т клинкера в сутки при мокром способе производства составляет 120 кг, при сухом способе — 105—110 кг. При этом в 1 м3 объема цепной зоны предусматривают следующую площадь эффективной поверхности цепей: в печах мокрого способа 6—8,5 м2/м3, сухого — 8,5—12 м2/м3.
Современные вращающиеся печи с описанными системами цепей характеризуются следующими удельными расходами тепла: печи мокрого способа производства— 1280—1430, сухого — 980—ИЗО ккал/кг клинкера. Рационально выбранные цепные системы по сравнению с малоэффективными позволяют достичь экономии топлива, эквивалентной 300 ккал/кг клинкера.
Промышленный опыт показывает, что навеска цепей суммарной линейной длиной 1500 м снижает температуру отходящих газов примерно на 110° С. Термический эффект цепных гирлянд в 1,5 раза больше, чем цепных завес такой же плотности, т. е. испарительная способность гирлянд в кг воды на 1 м2 поверхности в единицу времени на 50% больше.
Цепи во вращающихся печах сухого способа не выполняют работы по сушке материала, поэтому температура отходящих газов в них примерно 400° С, в то время как в печах мокрого способа с удачной конструкцией цепных систем она составляет примерно 200° С.
Материал цепей: при температуре ниже 530°С можно применять закаленную цементированную сталь. Однако при более высоких температурах ее твердость и износостойкость исчезают. При температуре 530—640°С может быть использована закаленная нержавеющая сталь с высоким содержанием хрома. В интервале 640—800° С рекомендуется использовать нержавеющую сталь 18 Сг 8 Ni, при 530—970°С—-нержавеющую сталь № 309 или № 310 (ASTM). При температурах, превышающих 970° С, применяют высокопрочные и термостойкие сплавы с высоким содержанием хрома и никеля.
Сплавы, содержащие более 20% никеля, не используют из-за их чувствительности к воздействию среды. При высоком содержании никеля и хрома повышается стойкость цепей к окислению. Несмотря на это, содержание кислорода в печных газах не должно превышать 2%.
При восстановительной атмосфере в печи на цепи оказывает сильное воздействие сероводород.
Перегрев повреждает цепи из любого материала.
Износ цепей во вращающихся печах мокрого способа производства составляет 100—150 г/т клинкера. В длинных печах сухого способа износ цепей составляет 80—120 г/т клинкера [217—231 а].
20.4.3.	Внутрипечные устройства во вращающихся печах мокрого способа производства. За исключением цепных систем, 342
внутренние теплообменники во вращающихся печах мокрого способа подразделяют на устройства для подогрева и сушки.
Подогреватели шлама устанавливаются во вращающихся печах перед цепной зоной. Один из широко применяемых подогревателей, разработанный фирмой «Смидт» («Кальцинатор»), представлен на рис. 20.37.
Стальной крест 1 делит поперечное сечение печи на четыре камеры. Камеры Д со стороны поступления шлама закрыты стальными стенками, в то время как камеры В закрыты с противоположной стороны. Поступающий в печь шлам проходит
Рис. 20.37. Схема внутрипечного «Кальцинатора» фирмы «Смидт» (слева — поперечное сечение, справа — продольное)
/ — крестообразное устройство; 2— подъемные камеры для шлама; 3 — решетки; 4 — поступление шлама (в данном положении — через камеры В)\ 5 — выход газов через камеры 5; 6 — выход шлама через камеры Л; 7 — поступление газов через камеры А
через камеры В во внутренний объем креста с телами наполнения. Во время оборота печи шлам поднимается в резервуарах 2, выступающих из корпуса печи. После половины оборота шлам стекает в камеры, из котерых затем поступает в цепную зону печи. Горячие печные газы входят в подогреватель через камеры А и через колосниковую решетку 3 — в камеры В, откуда, пройдя короткий отрезок печи, выходят с низкой температурой. Газы движутся через подогреватель противотоком и непосредственно нагревают шлам; кроме того, шлам нагревается горячими стенками камер, а также'при контакте с телами наполнения. «Кальцинатор» фирмы «Смидт» нагревает сырьевой шлам от 10—15 до 55—65° С и служит пылеосадителем.
По такому же принципу работает подогреватель шлама, представленный на рис. 20.38; отличие заключается в том, что здесь поперечное сечение печи разделено на шесть камер. Такой подогреватель шлама разработан в СССР и впервые был установлен на цементном заводе в Ленинграде. Недостаток его состоит в том, что колосниковая решетка со временем забива
343
ется; для предотвращения этого необходимо добавлять в шлам на 2—3% больше воды [232].
Другой принцип применен в конструкции, показанной на рис. 20.39. Здесь цепное устройство служит для усиления теплообмена между горячими печными газами и шламом. Такие подогреватели в ряде случаев применялись в советских вращающихся печах мокрого способа производства 4,5X170 м; диаметр подогревателя 5,5 м при длине 2,35 м. Общая длина цепей составляет 160 м, масса 2 т, эффективная площадь по
Рис. 20.38. Внутрипечной подогреватель шлама с шестью теплообменными камерами (слева — поперечный разрез, справа — продольный)
Рис. 20.39. Внутрипечной подогреватель шлама SKET/ZAB, ГДР
верхности цепей 31 м2. Этот подогреватель шлама выпускает объединение SKET/ZAB, ГДР.
В дополнение к цепным системам и позади них (если смотреть со стороны подачи шлама) часто устанавливают специальные устройства, которые удаляют остатки влаги из подсушенного сырьевого шлама и одновременно подогревают высушенный материал.
Такое устройство для сушки шлама показано на рис. 20.40; оно представляет собой так называемый ячейковый теплообменник, делящий поперечное сечение печи на семь камер для достижения лучшего теплообмена между газом и материалом. Ячейковый теплообменник разработан в СССР НИИЦементом и был впервые изготовлен для вращающейся печи 4,5/5x135 м мокрого способа на Куйбышевском заводе Он изготовлен из термостойкой хромоникелевой стали (25% Сг и 6% N1). Ячейковый теплообменник установлен в печи на двух участках длиной 4,5 м, его поверхность в печи диаметром 5 м составляет 380 м2. Стальные ячейковые теплообменники применяются также в длинных вращающихся печах сухого способа. Они дороже аналогичных керамических устройств, однако имеют меньшее гидравлическое сопротивление.
На рис. 20.41 показан элемент устройства для сушки шлама, разработанного в СССР Гипроцементом. В зависимости от дли-
1 Ныне завод «Волгоцеммаш». (Прим, ред.)
344
ны печи устанавливают 8—12 таких элементов. Их отличитсль-
ними признаками являются подъем перемешивания с печными газами и металла к материалу. Кроме того, вращательное движение, что также
20.4.4.	Внешние теплообменники для вращающихся печей мокрого способа производства. К установкам, подогревающим и подсушивающим сырьевой шлам вне вращающейся печи, относятся, например, «Кальцинатор» фирмы «Бюлер-Ми-
материала для улучшения теплопередача от горячего печным газам придается способствует теплообмену.
Рис. 20.40. Ячейковый теплообменник Рис.20.41. Ячейковый теплооб-
НИИЦемента	менник Гипроцемента (ввер-
ху — поперечное сечение, внизу — продольный разрез)
аг», Брауншвейг и «Концентратор» фирмы «Крупп», Рейхаузен (ФРГ).
Основной частью «Кальцинатора» является вращающийся барабан; цилиндрическая часть барабана имеет решетку с одина-наковыми щелями (рис. 20.42). Барабан, занятый на 50% объема телами наполнения, вращается с частотой 1,6—1,1 об/мин в зависимости от диаметра. Барабан заключен в изолированный кожух из стальных листов. На кожухе установлено распределительное устройство для равномерной подачи шлама вдоль длины барабана.
Сырьевой шлам, содержащий 35—45% воды, вытекает из распределительного устройства и через щели в решетке поступает в барабан, где покрывает горячую поверхность тел наполнения. Благодаря медленному вращению барабана изменяется форма многочисленных узких щелей между телами наполнения, что приводит к интенсивному теплообмену между шламом и печными газами. На рис. 20.43 показана схема движения шлама и газов в барабане «Кальцинатора».
345
1
Рис. 20.42. Продольный разрез «Кальцинатора» для подсушки шлама-
Рис. 20.43. Поперечный разрез «Кальцинатора» для подсушки шлама (модель 17008 фирмы «Бюлер-Миаг»)
Температура отходящих газов составляет около 125° С. Благодаря взаимному трению тел наполнения слой шлама, подвергаемый сушке, разделяется и превращается в гранулы. Полученные гранулы через щели решетки падают в печь. Остаточная влажность гранул — Ю-12%.
Эффективность применения «Кальцинатора» зависит от свойств сырьевого материала. Сырьевой шлам должен обладать определенной пластичностью, чтобы обеспечить образование гранул.В зависимости от содержания влаги в шламе удельный расход тепла при совместной работе «Кальцинатора» с вращающейся печью составляет 1250—1400 ккал/кг клинкера.
Размеры выпускаемых теплообменников приведены в табл. 20.11.
346
Таблица 20.11. Размеры «Кальцинатора» для мокрого способа производства (фирма «Бюлер-Миаг», Брауншвейг, ФРГ)
Диаметр барабана, м	3,5	3,5	3,5	3,5	3,5	4,0	4,0	4,0	4,5	4,5	5,0	5,25
Длина барабана, м	1,5	1,8	2,1	2,5	3,1	2,5	3,1	3,6	3,1	3,6	3,6	4,0
Производительность в пересчете на клинкер, т/сут	150	175	200	250	300	320	400	480	500	600	750	1000
«Концентратор» фирмы «Крупп» работает аналогичным образом
Кальцинатор и концентратор могут также применяться в качестве подогревателей сырьевой муки при сухом способе, но перед загрузкой в них сухая сырьевая мука должна быть увлажнена добавкой 12—14% воды для грануляции. При сухом способе производства кальцинатор и концентратор снижают расход тепла до 1100—1200 ккал/кг клинкера. Однако здесь они в основном вытеснены теплообменниками суспензионного типа.
20.5.	Длинные вращающиеся печи сухого способа производства
Длинные вращающиеся печи сухого способа широко применяются в США благодаря минимальной потребности в обслуживающем персонале и надежности в эксплуатации. В этих печах длиной 140—160 м вначале не применяли внутренних теплообменных устройств, в связи с этим температура отходящих газов составляла 700—750° С. Для ее снижения перед пылеотделени-ем использовали разбрызгивание воды. В дальнейшем для улучшения использования тепла в таких печах стали устанавливать цепные устройства, а позже — крестообразные металлические подогреватели и керамические теплообменники.
20.5.1.	Керамические теплообменники. Керамические теплообменники (рис. 20.44 и 20.45) применяют в печах в виде секций длиной по 4—5 м. Как правило, устанавливают три секции, отстоящие одна от другой на расстоянии 3—4 м; соседние секции смещены на 60°. Материалом для керамических теплообменников служит огнестойкий шамот, содержащий 70—75% А120з.
На рис. 20.44 показан керамический теплообменник, разделяющий поперечное сечение печи на три сектора. Такой тип керамических теплообменников называют мостиком Дитце.
1 В СССР подобные теплообменники называются концентраторами по этому прототипу. (Прим, ред.)
347
Керамический теплообменник, разделяющий поперечное сечение печи на четыре квадранта (рис. 20.45), называют мостиком Аз бе.
Цель этих устройств — распределить материал и печные газы на три или четыре потока для улучшения контакта и теплообмена между газом и материалом. Здесь проявляется и интенсивный теплообмен керамического материала с обжигаемым. Благодаря интенсивному пересыпанию достигается передача
Рис. 20.44. Трехкамерный ячейковый керамический внутрипечной теплообменник (мостик Дитце)
Рис. 20.45. Крестовидный ячейковый внутрипечной теплообменник (мостик Азбе)
тепла от более теплых слоев материала к холодным. Недостаточное перемешивание материала в печи может привести к повышению содержания свободной извести до 2% и более и увеличению потерь при прокаливании клинкера. Применение керамических внутрипечных устройств повышает производительность вращающейся печи на 8—12% при эквивалентном снижении удельного расхода тепла. Температура отходящих газов снижается на 80—100° С. Керамические теплообменники устанавливают там, где температура печных газов составляет 1200— 1000° С, так как на этих участках печи наблюдается максимальная разность температур между газом и материалом, следовательно, они наиболее пригодны для интенсивного теплообмена.
Однако применение как керамических, так и металлических внутрипечных теплообменников приводит к значительному росту гидравлического сопротивления печей и затрат электроэнергии на привод дымососа. При совместном получении из гипса цемента и серной кислоты в печных газах содержится SO2, что не позволяет применять металлические теплообменники; в этом случае керамические теплообменные устройства особенно полезны [232а].
При реконструкции длинных вращающихся печей мокрого способа на сухой с цепными системами в ряде случаев удается
348
Рис. 20,46. Керамические устройства для подъема обжигаемого материала во вращающейся печи («полочная футеровка»)
повысить выпуск клинкера на 35—40% при снижении удельного расхода тепла в среднем на 33%.
Температура отходящих газов у длинных вращающихся печей сухого способа с цепными системами составляет 380—400° С; использование этих отходящих газов позволяет подсушивать поступающий в печь материал влажностью до 13%. Если для подогрева используется также аспирационный воздух клинкерного колосникового холодильника, то удается высушивать сырьевую смесь влажностью до 15% [232b]. Это широко применяется в Западной Европе, где вращающиеся печи сухого способа связывают с сушилками для сырьевой смеси, что, конечно, усложняет обслуживание. В США, наоборот, избегали подобного усложнения, пока ограничения расхода топлива до начала нынешнего нефтяного кризиса не были такими жесткими, как в других странах.
20.5.2.	Керамические подъемные устройства и полки. Благодаря подъему обжигаемого материала с помощью металлических полок, керамических подъемных кирпичей (лифтов) и карманов (рис. 20.46) частицы материала
попадают непосредственно в газовый поток, что повышает интенсивность теплообмена. Этому способствует и турбулентное движение, придаваемое печным газам.
Применение подъемных кирпичей или полок в коротких вращающихся печах сухого способа производства дает следующие преимущества: снижается температура отходящих газов с 600 до 500° С, повышается на 12% производительность печи, снижается на 20% удельный расход тепла. Поскольку керамические подъемные кирпичи склонны к растрескиванию, металлические подъемные полки считают лучшим техническим решением.
20.5.3.	Одноступенчатый суспензионный теплообменник. Для снижения выделения пыли, т. е. для разгрузки обеспыливающего устройства, а также для экономии тепла длинные лечи сухого способа часто оборудуются одноступенчатыми суспензионными теплообменниками (рис. 20.47), обычно состоящими из двух теплообменных циклонов, подключенных параллельно.
20.5.4.	Размеры и производительность вращающихся печей. В табл. 20.12 приведены размеры и производительность длинных вращающихся печей сухого способа производства.
349
Таблица 20.12. Характеристики длинных вращающихся печей сухого способа производства
Размеры печи, м	Отношение L/D	Объем печи в свету, №	Производительность печи при обжиге клинкера, т/сут	Удельная производительность печи, т/(м3*сут)
4,25/3,65X149	38:1	1500	1000	0,666
3,35/3,0X106	33:1	680	595	0,875
6,3/5,5X178	30:1	3691	2500	0,677
5,3/4,9X180	35:1	3120	1700	0,544
5,4/4,4X168	35:1	2440	1500	0,614
5,0/4,7X161	33:1	2377	1365	0,574*
4,4X140	32:1	1758	1200	0,682
5,25/4,55X105	21:1	1980	1100	0,555
* Снижение производительности из-за сужения поперечного сечения на выходе клинкера из печи.
Рис. 20.47. Длинная вращающаяся печь сухого способа производства с одноступенчатым суспензионным (циклонным) теплообменником
Рис. 20.48. Зависимость удельной производительности длинных вращающихся печей сухого способа производства q от внутреннего объема V
Как видно из таблицы, с ростом размеров печи снижается ее удельная производительность. Эта взаимосвязь отражена на рис. 20.48.
При проектировании подобных печей производительностью от 3000 до 5000 т/сут выдерживают следующие размеры:
350
Производительность, т/сут Размеры, м Объем печи, м*
3000	6X200	6650
4000	6,7X230	8100
5000	7,5X260	11400
Упрощенный тепловой баланс длинной вращающейся печи сухого способа с одноступенчатым суспензионным теплообменником и рекуператорным холодильником выглядит следующим образом, ккал/кг клинкера:
Обжиг клинкера..............................................420
Испарение воды............................................... 4
Потери с отходящими	газами..................................223
Потери с клинкером...........................................22
Потери с охлаждающим	клинкер воздухом........................ 0
Потери через стенки корпусов:
печи.....................................................104
теплообменника .......................................... 10
холодильника ............................................ 66
Невязка......................................................48
Температура отходящих газов 370° С, расход тепла 897 ккал/кг клинкера [233].
Длинные вращающиеся печи сухого способа без теплообменников имеют температуру отходящих газов 700—750° С. Перед электрофильтром ’требуется ее снижение до 285°С. Это достигается обычно с помощью испарительного холодильника или водоразбрызгивающей системы, описанной в разд. 20.7.
20.6.	Охлаждение корпуса вращающейся печи
Практический опыт советской цементной промышленности показал, что охлаждение корпуса вращающейся печи водой на участке зоны спекания увеличивает срок службы огнеупорной футеровки в 1,5—2 раза [20]. Охлаждение корпуса печи способствует образованию защитной обмазки на футеровке печи, что особенно важно при использовании сырьевой смеси с повышенным содержанием БЮг-
При отсутствии охлаждения корпуса печи на горячей футеровке возникает тонкий расплавленный слой клинкерной жидкой фазы низкой вязкости, который препятствует образованию защитной обмазки. При охлаждении корпуса печи ' снижается температура футеровки; слой клинкерной жидкой фазы приобретает большую вязкость, что создает благоприятные условия для образования обмазки.
В большинстве печей с водяным охлаждением корпуса для футеровки зоны спекания вместо дорогостоящих огнеупоров можно использовать огнеупорный шамот.
Вращающиеся печи диаметром 3,6 м и более, для футеровки которых применяется хромомагнезитовый кирпич толщиной 230 мм, после устройства водяного охлаждения корпуса могут отфутеровываться кирпичом толщиной 160 мм, а в отдельных
351
случаях — 120 мм. Только от снижения толщины достигается экономия около 20% огнеупоров. Кроме того, меньшая толщина футеровки увеличивает полезный объем печи и ее производительность.
Водяное охлаждение не вызывает дополнительных потерь
тепла через корпус печи на

Рис. 20.49. Водяное охлаждение корпуса вращающейся печи в зоне спекания
/ — несущая рама; 2 — трубопроводы для орошения; 3 — трубопровод для разбрызгивания; 4 — разбрызгивающие сопла; 5 — водосборник; 6 — фильтр; 7 — вытяжной колпак
участке зоны спекания, наоборот, как было установлено, потери снижаются из-.за изолирующих свойств обмазки, образующейся на футеровке печи.
Изменение количества охлаждающей воды дает возможность регулировать толщину обмазки на футеровке печи. Применяемый на практике способ охлаждения корпуса печи в зоне спекания показан на рис. 20.49.
Охлаждающее устройство состоит из двух орошающих трубопроводов диаметром 150 мм. На каждом трубопроводе вдоль всей длины имеется два ряда отверстий диаметром 4 мм, отстоящих друг от друга на 30 мм. Трубопровод разделен на 8 участков с независимой подачей воды. На концах трубопроводов расстояния между отверстиями увеличены, что позволяет получить более плавную температурную кривую. В дополнение к ним предусмотрены три разбрызгивающих трубопровода. После ввода печи в нормальный режим эксплуатации охлаждение корпуса проводят путем ступенчатого включения распылителей для предотвращения резкого охлаждения. Затем вклю-
чают орошение, а разбрызгивание при необходимости отключают. Обычно разбрызгивающие сопла располагают на расстоянии 700 мм от корпуса печи. Для разбрызгивания требуется фильтрованная вода.
Длина участка печи, охлаждаемого водой, равна примерно б диаметрам печи считая от обреза горелки. Расход воды для охлаждения корпуса советских вращающихся печей 5X185 м
352
мокрого способа производства составляет 80 м3/ч. Описанная выше установка разработана Гипроцементом и применяется в СССР на многих цементных заводах [234]. Применимость этого способа во всех случаях без исключения сомнительна, так как водяное охлаждение может порождать и негативные эффекты
Для снижения температуры отходящих газов вращающихся печей с целью их дальнейшей очистки (в частности, в тканевых фильтрах), для увлажнения отходящих газов вращающихся печей перед электрофильтрами, а также для охлаждения так называемых обводных (байпасных) газов суспензионных теплообменников применяется разбрызгивание влаги. В приведенном ниже примере рассчитано количество воды, необходимое для снижения температуры печных газов.
Пример 20.5. Длинная вращающаяся печь сухого способа производительностью 500 т/сут (347 кг клинкера в 1 мин) с удельным расходом тепла 1134 ккал/кг клинкера выделяет при нормальных условиях 578 м3/мин отходящих газов, т. е. 1,66 м3/кг клинкера. Отходящие газы состоят из 482 м3 (482-1,2928=623,1 кг) продуктов горения топлива и из 96 м3 (96-1,9768= = 189,8 кг) углекислого газа, выделяющегося из обжигаемого сырья. Масса отходящих газов составляет 812,9 кг/мин. Температура отходящих газов 450° С и должна быть снижена до 285° С путем разбрызгивания влаги, чтобы не повредить ткань рукавного фильтра. Для расчета применяют следующие формулы:
Р (кг/мифотходящих газов) -0,25(Н — /,) = Q (ккал/мин);
Q
У~Н1г~Ни ’
где tt — температура отходящих из печи газов; t2 — температура газов перед фильтром (в примере равна 285° С); t3 — температура воды (15° С); Н t2— удельная теплоемкость воды при температуре Ht — то же, при температуре t3- у — расход воды для разбрызгивания, кг/мин.
После подстановки получаем:
812,9-0,25 (450 — 285) = 33,532 ккал/мин;
33,532
У = 777----77 = 42,3 кг/мин воды.
оОо — 10
Расход газов перед разбрызгиванием воды
273 + 450
578--------= 1526м3/мин при 450° С.
Z/о
Расход газов после разбрызгивания воды
273 + 285
578 + 42,3-1,24 = 630—------= 1285м3/мин при 285° С.
Z / о
На рис. 20.50 показана схема установки для разбрызгивания воды с целью снижения температуры отходящих газов вращаю-
1 Гипроцемент никогда не настаивал на универсальной применимости водяного охлаждения. (Прим, ред.)
23—394
353
Таблица 20.13. Установки для разбрызгивания воды (фирма «Фуллер», Катасокуа, США)
Рис. 20.50. Схема установки для разбрызгивания воды с целью охлаждения отходящих газов вращающихся печей (справа вверху—вариант установки) J — печь; 2 — регулятор впуска воздуха: 5—пыльная камера; 4 — термопара; 5 — отходящие газы к пылеосадителю; 6 — труба для впрыскивания воды; 7 — гибкие шланги; 8 — самописец н регулятор; 9— распределительный клапан расхода воды; 10— пневматический контактор (включается при прекращении подачи воздуха); 11 — гидравлический контактор (сигнализирует о прекращении подачи воды); 12 — манометры; 13 — обратные клапаны; 14— счетчик расхода воздуха; 15—напорные клапаны; 16— водомер; 17—подача воды; 18 — подача воздуха; 19— компрессор; 20 — водяной насос; 21— трубопровод большого диаметра или камера; 22— газовый поток
щейся печи (фирма «Фуллер», Катасокуа, США, бюллетень № WS-1A).
В табл. 20.13 приведены данные о размерах установок для разбрызгивания воды.
Установки для водяного охлаждения отходящих газов получили значительное распространение в США, где до недавнего времени стоимость топлива была не очень высокой. В Европе стремились использовать тепло отходящих газов для сушки сырья. Подключение Сушильных барабанов или установок для помола, совмещенного с сушкой, сделало ненужным водяное охлаждение.
354
20.8. Печь «Леполь»
Изобретение печи «Леполь» в 1928 г. было значительным достижением в разработке сухого способа производства с точки зрения экономии тепла. Термин «Леполь» представляет соединение начальных букв фамилии изобретателя Отто Леллепа и названия фирмы «Полизиус», которая приобрела патент и изготовила установку. Полученное снижение расхода топлива более чем на 50% привело к тому, что перед второй мировой войной в эксплуатации находилось около 120 таких установок производительностью до 600 т/сут при расходе тепла около 1000 ккал/кг клинкера.
В 50-х годах после изобретения двойного прососа газа печь «Леполь» была усовершенствована и было введено еще около
Рис. 20.51. Печь «Леполь» с однократным прососом газа
/ — подача сырьевой смеси; 2 — тарельчатый гранулятор; 3 — отходящие газы; 4 — добавочный воздух; 5 — сушильная камера; 6 — колосниковая решетка «Леполь»; 7 — вращающаяся печь; 8 — горячая камера; 9 — охлаждающий воздух; 10 — горелка для топлива; 11 — колосниковый холодильник «Рекуполь»; 12— транспортер клинкера
300 установок производительностью до 3000 т/сут. Расход тепла снизился до 800 ккал/кг клинкера.
При этом способе перед короткой вращающейся печью устанавливается подвижная колосниковая решетка, которая покрыта слоем гранул сырьевой смеси толщиной 15—20 см. Сквозь нее пропускают горячие отходящие газы вращающейся печи температурой около 1000° С. После прохождения через сырье температура отходящих газов снижается до 100° С. Благодаря фильтрующему действию слоя гранул в газах остается незначительное количество пыли; к тому же низкая температура и присутствие водяного пара делают отходящие газы идеально подготовленными для пылеосаждения в электрофильтрах.
На рис. 20.51 показана схема печи «Леполь» с одинарным, а на рис. 20.52 — с двойным прососом газа.
При одинарном прососе отходящие газы температурой около 1000°С пронизывают слой гранул сверху вниз, а затем всасываются в обеспыливающие устройства. В сушильную камеру подают свежий воздух, чтобы предотвратить растрескивание
23*
355
гранул из-за высокого внутреннего давления пара. Однако это увеличивает потери тепла и количество отходящих газов. Поэтому в дальнейшем отказались от подачи свежего воздуха. В улучшенном способе отходящие газы в первой камере колосниковой решетки проходят через слой гранул первый раз, затем производится промежуточное обеспыливание в группе циклонов, после этого газы при температуре около 400° С направляют во
J — подача сырьевой смеси; 2 — тарельчатый гранулятор; 3 — отходящие газы; 4 — сушильная камера с вторичным прососом газов; 5 — колосниковая решетка «Леполь»; 6—добавочный воздух; 7 — горячая камера с первичным прососом газов; 8 — вращающаяся печь; 9—J2 — см. рис. 20.51
вторую (сушильную) камеру, где второй раз пропускают через слой гранул. Количество отходящих газов при этом значительно снижается.
Промежуточное обеспыливание отходящих газов позволяет снизить содержание в цементе щелочных соединений за счет удаления щелочных частиц, выпадающих в зоне конденсации щелочных соединений из газового потока. Эти частицы исключаются из дальнейшей циркуляции.
Если необходимо дальнейшее снижение содержания щелочей в цементе, то у входа во вращающуюся печь над колосниками устанавливают отводную (байпасную) камеру. Часть отходящих газов при этом отсасывается и охлаждается добавлением свежего воздуха, а в электрофильтре улавливаются щелочесодержащие частицы. Из электрофильтра очищенный газ подают в сушильную камеру решетки «Леполь».
На рис. 20.53 приведена технологическая схема печи «Леполь» с байпасным устройством производительностью до 3300 т/сут с подготовкой сырья по мокрому способу. Такой способ выбран в связи с высокой естественной влажностью и повышенным содержанием в сырье хлора и щелочных соединений. Мел (естественной влажности 22—23%) размалывают вместе с глинистым шламом; смесь пропускают через сито, гомогенизируют и складируют. Затем шлам разбавляют известковым молоком (до влажности 40%) и пропускают через ряд (11 камер)
356
фильтр-прессов, где содержание влаги снижается до 21,5%. Кек складируют в силосе, откуда удаляют с помощью шнеков, гранулируют в смесительной валковой мельнице и транспортером подают на решетку «Леполь» (см. технологическую схему на рис. 20.54).
На схеме (см. рис. 20.53) решетка «Леполь» разделена на камеры предварительной сушки — сушильную и горячую. Газы„
Рис. 20.53. Технологическая схема печной установки «Леполь» производительностью 7300 т/сут
Рис. 20.54. Технологиче-ческая схема установки «Леполь» с подготовкой материала по мокрому способу
отсасываемые из сушильной камеры, после обеспыливания в циклонах вдувают в камеру для предварительной сушки, расположенную перед сушильной камерой. В камеру предварительной сушки подают аспирационный воздух клинкерного холодильника в количестве около 1 м3/кг клинкера. Температура воздуха на входе в камеру 290° С.
Байпасный газ, всасываемый из горячей камеры, охлаждается после смешивания с воздухом до 420° С; после обеспыливания в электрофильтре он также поступает в камеру предварительной сушки.
Преимущества: отсутствие затрат на обеспыливание аспирационного воздуха холодильника, снижение потерь тепла с аспирационным воздухом холодильника и байпасным газом.
Решетка «Леполь» имеет размер 5,6x61,7 м, вращающаяся печь — 5,6X90 м, рекуператорный холодильник — 3,3X31,3 м.
357
Печи «Леполь» рекомендуется применять в тех случаях, когда сырье имеет особый химический состав, например высокую концентрацию щелочных соединений, или его свойства не позволяют готовить сухую сырьевую муку. Преимуществом печи «Леполь» является ее универсальность. Ее можно применять также для обжига дробленых горных пород, например известняка или доломита, железорудных и никелевых окатышей [234а, 234b].
21.	Суспензионные теплообменники1
Решающее значение для экономии тепла при сухом способе производства цемента имело создание четырехступенчатого суспензионного теплообменника циклонного типа, позволяющего снизить температуру отходящих газов до 330°С, что ранее было недостижимо. Первый четырехступенчатый циклонный суспензионный теплообменник для предварительного подогрева цементной сырьевой муки начал работать в цементной промышленности в 1951 г.
21.1.	Первый патент на циклонный теплообменник
Первая заявка на патент циклонного теплообменника для сырьевой муки была сделана инженером М. Фогель-Йоргенсеном (фирма «Смидт») в патентное бюро Чехословацкой Республики в Праге 1 июня 1932 г. под названием «Способ и оборудование для загрузки вращающейся печи тонкомолотым материалом». 25 июля 1934 г. был выдан патент № 48169. Описание патента содержит все важнейшие признаки четырехступенчатого циклонного теплообменника, который в настоящее время широко распространен в цементной промышленности. Включено также использование газов, отходящих от теплообменника, для сушки сырьевых материалов.
21.2.	Циклонный теплообменник фирмы «Гумбольдт»
Однако реализация идеи заняла длительное время, и прошло почти 20 лет после опубликования патента до начала промышленного внедрения циклонных теплообменников в цементной промышленности, осуществленного фирмой «Гумбольдт».
1 Запечные теплообменники для подогрева сырьевой муки во взвешенном, т. е. суспендированном, состоянии в большинстве стран мира называют суспензионными теплообменниками, или подогревателями (Suspension Preheater— англ, сокращенно SP), а в СССР — циклонными теплообменниками. Поскольку в последние годы основными элементами таких теплообменников •стали не циклоны, а шахты, вихревые камеры и т. п., в настоящем переводе было решено сохранить терминологию подлинника. (Прим, ред.)
358
Первый циклонный теплообменник фирмы «Гумбольдт», модифицированный Ф. Мюллером, пущен в эксплуатацию в 1951 г.
В печах с теплообменниками фирмы «Гумбольдт» процесс обжига разделяется на две фазы; обычный обжигательный цилиндр значительно укорачивается, и подогрев, а также частичное кальцинирование сырьевой муки под действием горячих газов осуществляются в циклонном теплообменнике.
Циклонный теплообменник состоит из четырех циклонов, расположенных один над другим. Для лучшей сепарации самый верхний циклон выполнен в виде батарейного, например двойного [235]. Циклоны соединены газоходами квадратного и только самый верхний — круглого сечения. Каждый циклон и соответствующий газоход образуют одну ступень подогрева. Ступени теплообменника нумеруют сверху вниз от I до IV. Разгрузочное отверстие циклона соединено с выпускным трубопроводом сырьевой муки, ведущим в расположенный под циклоном газоход следующей ступени. Выпускной трубопровод ступени IV ведет во вращающуюся печь.
21.2.1.	Размер частиц и оседание их в циклонах. Теплообмен в отдельных газоходах и циклонах суспензионного циклонного теплообменника происходит при параллельном движении газов и материала. Однако в целом циклонный теплообменник работает по принципу противотока. Теплообмен между газом и сырьевой мукой осуществляется в суспендированном, т. е. взвешенном, состоянии. Большая площадь поверхности сырьевой, муки в суспензионном теплообменнике обусловливает быстрый и интенсивный теплообмен.
Время оседания частиц сырьевой муки в циклонах теплообменника сокращается пропорционально квадрату их диаметра. Для улучшения оседания в циклонах размеры частиц должны быть примерно одинаковы.
При одинаковых размерах время оседания в циклоне зависит от плотности частиц. Однако это не приводит к заметному расслоению сырьевой муки, так как в выпускных трубопроводах и газоходах снова происходит перемешивание.
21.2.2.	Размер частиц и время нагрева. Время нагрева частиц сырьевой муки, суспендированных в газовом потоке, относительно невелико. Это следует из диаграммы на рис. 21.1, где-показано время, необходимое для нагрева частиц известняка различного размера [236].
На рис. 21.2 представлено время, требуемое для нагрева частиц кварца диаметром 0,1 и 0,16 мм в потоке газа. Сравнение кривых нагревания кварца и известняка показывает, что частицы кварца нагреваются быстрее известковых (рис. 21.3). Так, частица известняка диаметром 0,1 мм за 0,1 с в потоке газа с температурой 750° С нагревается до 515° С, а частица кварца — до 650° С.
359
Время нагрева, приведенное на рис. 21.3, относится к идеальным условиям, при которых каждая суспендированная частица полностью омывается горячими газами. Однако практически формируются агломераты из частиц сырья, что замедляет теплообмен.
Рис. 21.1. Зависимость температуры поверхности частиц t, % к температуре газа, от размера частиц и времени нагревания т
Рис. 21.2. Зависимость температуры частиц t кварца диаметром 0,1 и 0,16 мм в потоке газа, % к температуре газа, от размера частиц и времени нагревания т
Рис. 21.3. Зависимость температуры поверхности частиц кварца (/) и известняка (2) диаметром 0,1 мм в потоке газа температурой 750° С от времени нагревания т
Частицы большей крупности требуют больше времени на нагрев (см. рис. 21.1). Крупные частицы оседают в циклоне, не достигнув температуры окружающих газов. Это снижает интенсивность теплообмена и служит причиной блокировки нескольких циклонов в батарею для улучшения теплообмена. Перемещаясь по ступеням теплообменника, сырьевая смесь встречает газы все более высокой температуры и постепенно нагревается до температуры, требуемой на входе в печь.
21.2.3.	Размеры циклонных теплообменников. Высоту и диаметр отдельных циклонов назначают в соответствии со следующими правилами. Диаметры циклонов II, III и IV одинаковы. Газоходы и циклоны футеруют штучными или набивными огнеупорами. Выпускные трубопроводы также защищают огнеупорной массой.
Высота цилиндрической части циклонов II, III и IV принимается небольшой, так как на этих ступенях не требуется высокой степени оседания. При этом уменьшаются потери тяги и строительная высота конструкции. Только циклон ступени I рассчитан на высокую ступень оседания; эта ступень всегда
360
состоит из двух циклонов независимо от размера теплообменника.
Потери тяги в циклонном теплообменнике составляют около 55—60 мбар.
Концентрация пыли в отходящих газах циклонного теплообменника составляет 80—115 г/кг клинкера, т. е. в среднем около 10% массы клинкера, или 50—72 г/кг сырьевой муки (6% массы).
Количество отходящих газов циклонного теплообменника равно 1,4—1,5 м3/кг клинкера (при нормальных условиях).
Для предотвращения аэродинамических и эксплуатационных трудностей при чрезмерно крупных по сечению газоходах и циклонах циклонные теплообменники производительностью 2000 т/сут и более выполняются в виде спаренных систем, т. е. двух теплообменных линий, работающих с одной вращающейся печью. Каждая из двух ветвей циклонов оборудована собственным вентилятором отходящих газов; при перерыве в эксплуатации одной из ветвей печь может работать с помощью другой.
21.2.4.	Теплообмен в циклонных теплообменниках. Основной теплообмен происходит в газоходах. Теплотехнические испытания четырехступенчатого теплообменника на Спасском цементном заводе (СССР) показали, что на 80% теплообмен осуществляется в газоходах и только 20% приходится на циклоны [237].
Теплосодержание отходящих газов четырехступенчатого циклонного теплообменника позволяет эффективно использовать их для сушки сырьевых материалов. Отходящими газами с температурой 330° С можно подсушить сырьевые материалы до влажности 8,5% [232b], достаточной для подачи в теплообменник.
Время пребывания частиц сырьевой муки в четырехступенчатом циклонном теплообменнике высотой около 50 м составляет примерно 25 с. За это время сырьевая мука нагревается от 50 до 800° С, а выходящие из печи газы охлаждаются от 1100 до 330° С. Скорость газов и материала в газоходах составляет 20— 22 м/с. Основное время затрачивается на осаждение в циклонах и на проход через выпускные трубопроводы. Объем газов, определяемый производительностью установки, и скорость газов в газоходах — основные факторы, определяющие любой размер теплообменника. Основное правило для расчета газоходов и циклонов соответствует формуле
Q2/S6 = const,
где Q — объем газов; S— внутренний диаметр газоходов или циклонов.
21.1.5.	Температура газов и материала. На рис. 21.4 представлена температура газов и материала на отдельных ступенях теплообменника. Относительно высокая температура материала на входе во вращающуюся печь дает возможнрсть значительно уменьшить ее размеры при L/D от 14:1 до 16:1.
На рис. 21.5 даны температуры газов, материала и футеров
361
ки для работающей с теплообменником вращающейся печи, оборудованной планетарным холодильником (типа «Унаке» фирмы «Смидт»).
21.2.6.	Удельная производительность печи. Степень декарбонизации. Среднее значение удельной производительности печи <£ суспензионными теплообменниками составляет 1,75 т/(м3-сут)
Рис. 21.4. Температура материала М и отходящих газов Г на различных ступенях (/—IV) циклонного теплообменника
.? — подача сырьевой муки; 2— теплообменник; 3— выгрузка материала в печь; 4 — отходящие газы печи; 5 — вентилятор; 6 — вращающаяся печь; 7 — устройство для сжигания топлива; 8— подача клинкера к клинкерному холодильнику
(учтен внутренний объем печи). Из практики известна удельная производительность до 2,3 т/(м3-сут). Это достигнуто помимо других мер в результате повышения окружной скорости печи до 50 см/с [237а]
При температуре сырьевой муки на входе в печь 800° С степень декарбонизации составляет примерно 10% [238]. Потери при прокаливании сырьевой муки на входе во вращающуюся
Рис. 21.5. Температура t газов и материала во вращающейся печи с теплообменником
А — печные газы; В — футеровка печи; С — материал; / — выгрузочный конец; 2 — порог; 3 — зона охлаждения; 4 —зона спекания; 5 — переходная зона; 6 — зона кальцинирования II; 7 — зона кальцинирования I; 8— загрузочный конец
362
печь трудно точно измерить, так как рециркуляция пыли из печи искажает истинную картину и получаются завышенные значения степени декарбонизации.
21.3.	Циклонные теплообменники в СССР
Четырехступенчатые циклонные теплообменники в СССР изготовляются по проектам Гипроцемента. Для расчета размеров циклонов используется следующая формула [239]:
4 /--------
0 = 0,5361/ V? 1Л — , V 5 fAp
где D — диаметр циклона, м; — количество газа, проходящего через циклон, м3/с; Vt — плотность газа при средней температуре, кг/м3;
(К—концентрация пыли в газе, г/м3; е — коэффициент, учитывающий потери давления; е= 110; Др — потери тяги в циклоне, мм вод. ст.).
В циклонных теплообменниках конструкции Гипроцемента скорость газов в газоходах равна 15—20 м/с, а потеря тяги в теплообменнике— 520 мм вод. ст. Температура отходящих газов составляет 200—250° С. Несмотря на необычайно низкую температуру отходящих газов, удельный расход тепла в циклонных теплообменниках Гипроцемента равен 950—1000 ккал/кг клинкера при расходе энергии в системе 25 кВт-ч/т клинкера и концентрации пыли в отходящих газах около 3% массы клинкера.
21.4.	Удельный расход тепла и расход электроэнергии
На рис. 21.6 представлен удельный расход тепла в четырехступенчатых циклонных теплообменниках различной производительности. В небольших теплообменниках удельный расход теп-
Рис. 21.6. Расход тепла 9 в четырехступенчатых циклонных теплообменниках различной производительности Q
363
ла больше, чем в крупных. Печь с теплообменником фирмы «Гумбольдт» производительностью 350 т/сут имеет удельный расход тепла около 920 ккал/кг клинкера, в то время как этот же показатель для вращающейся печи с теплообменником производительностью 3500 т/сут равен 740 ккал/кг клинкера [240]. С этим связаны более низкий удельный расход топлива и соответствующее снижение потерь тепла из-за уменьшения удельного объема отходящих газов в мощных установках [242].
Удельный расход энергии в четырехступенчатом циклонном теплообменнике, считая от загрузки сырьевой муки до скребкового транспортера, разгружающего клинкерный холодильник, с учетом всех обеспыливающих устройств составляет 20—• 22 кВт-ч/т клинкера.
21.5.	Тепловой баланс
В табл. 21.1 приведены расходные статьи теплового баланса печи с циклонным теплообменником фирмы «Гумбольдт» [241].
Статьи этого теплового баланса можно объединить в четыре основные группы (табл. 21.2) [241].
Таблица 21.1. Расход тепла во вращающейся печи с циклонным теплообменником фирмы «Гумбольдт»
	Расход тепла	
Статья расхода	ккал/кг клинкера	%
Теоретический расход тепла на клиикерообразоваиие Потери тепла с безвозвратным пылеуносом Расход тепла на испарение влаги Потери тепла с отходящими газами Потери тепла с отработанным воздухом холодильника Потери тепла с клинкером после холодильника Потери тепла в окружающую среду: вращающаяся печь с головкой теплообменник холодильник	415 3 5 150 78 34 37 25 3	55,3 0,4 0,7 20,0 10,4 4,5 5,0 3,3 0,4
Итого	750	100,0
Таблица 21.2. Расход тепла по основным группам статей
Группа	Статья расхода	Расход тепла		%
		ккал/кг клинкера		
		по статье	всего	
	Квазипостоянные статьи:	415		
1	теоретический расход тепла		—	—
	пыль в отходящих газах	3	—	—-
	испарение влаги	5	423	56,4
364
Продолжение табл. 21.2
Группа	Статья расхода	Расход тепла		%
		ккал/кг клинкера		
		по статье |	всего	
2	Потери во вращающейся печи на излучение	37	37	5,0
3	Потери теплообменника:			
	излучение	25		
	отходящие газы	150	175	23,3
4	Потери в холодильнике: отработанный воздух	78	—	—
	клинкер	34	—	—
	излучение	3	115	15,3
	Всего		' 750	100,0
21.6.	Теплообменники с байпасной системой
21.6.1.	Щелочи в цементе и добавках в бетон. В 1935 г. в США было установлено, что разрушение бетона возникает вследствие реакции между щелочами цемента и заполнителями, если заполнители содержат 0,25—5% вредных включений: халцедона, опала, тридимита, кристобалита, цеолитов, вулканического стекла, например обсидиана [243, 244, 7].
Максимальное допустимое содержание щелочных оксидов в цементе—0,6% в пересчете на Na2O (пересчет на Na2O производится путем умножения концентрации К2О на коэффициент 0,659 и сложения с концентрацией Na2O; молекулярная масса К2О = 94, Na2O=62; 94-0,659 = 62).
21.6.2.	Щелочи в процессе обжига. Циркуляция щелочей. В печах с суспензионными теплообменниками в процессе обжига в системе печи и соответственно в клинкере остается больше щелочных оксидов, чем в печах других систем. В ходе обжига щелочные оксиды из глинистых минералов сырьевой муки и из топлива переводятся в клинкер: КгО в количестве 0,6—2,2% и Na2O в количестве 0,1—0,7% [245].
При температуре выше 800° С щелочи в печи начинают возгоняться. В табл. 21.3 приведены точки плавления различных щелочных соединений [246].
Однако наиболее температуроустойчивая часть щелочей остается в клинкере в составе следующих соединений: KC23S12, NC8A3, КС8А3, K2SO4, Na2SO4.
Испарившиеся щелочи переходят в более холодные зоны печи, где конденсируются на холодном материале; в печах с теп-
365
Таблица 21.3, Точки плавления щелочных соединений
Соединение	Точка плавления, °C	Соединение	Точка плавления, °C
кон	361	NaOH	319
КС!	768	NaCl	801
К2СО3	894	Na,CO3	850
K2SO4	1074	Na2SO4	884
лообменниками это наблюдается уже на IV и III ступенях теплообменника. Особенно сильно конденсируется в подогревателе КгО—до 81—97%; Na2O конденсируется несколько слабее. Это означает, что от 3 до 19% щелочей удаляются из установки [247]. Следовательно, пыль, выносимая из теплообменника отходящими газами, содержит много щелочей и не может быть возвращена в печь.
Щелочной конденсат вместе с сырьевой смесью далее попадает в зоны печи с высокой температурой, где снова испаряется. При этом возникает так называемый внутренний кругооборот, или циркуляция щелочей, в отличие от так называемого внешнего щелочного кругооборота, возникающего в результате возврата в печь вместе с сырьевой мукой пыли, уловленной из отходящих газов и содержащей щелочи.
При отводе части отходящих от печи газов мимо теплообменника, через так называемый байпасный клапан, расположенный в нижней части газохода IV ступени, в отдельный байпасный тракт можно снизить щелочной кругооборот и тем самым уменьшить содержание щелочей в клинкере ’.
Однако печная пыль с высокой концентрацией щелочей, отводимая с помощью байпасной системы, не может быть возвращена в печь; она должна быть удалена или подвергнута выщелачиванию [248].
В связи с необходимостью дополнительных затрат на устройство байпасной системы и ее отрицательным влиянием на тепловую эффективность печи через байпасную систему отводят не более 25% объема печных газов. При объеме байпаса более 25% щелочность снижается относительно мало. В большинстве случаев объем байпаса 3—10% вполне достаточен. При работе печи с байпасной системой расход тепла повышается примерно на 4—5 ккал/кг клинкера на каждый процент объема отводимого газа. Увеличивается и расход электроэнергии — в среднем на 2 кВт-ч/т клинкера независимо от объема отводящего газа. Ко-
1 Байпасом называют также и газ, отводимый указанным способом. (Прим, ред.)
366
личество пыли, отводимое байпасной системой, равно примерно 1% массы сырьевой муки, загружаемой в подогреватель, на каждые 10% объема отводимого газа.
Температура байпасных газов у клапана составляет около 1100° С. Химические свойства щелочных соединений требуют разбавления байпасных газов холодным воздухом до достижения температуры 475° С. Только при этой температуре можно начинать их охлаждение до 285° С с помощью распыления воды; такая температура допускается на входе в рукавный фильтр из стеклоткани.
Ритцман [252а] путем измерений на лабораторных моделях и действующих промышленных печах двух систем (10 печей «Леполь» и 16 печей с теплообменниками «Дополь») установил количество циркулирующих щелочей и SO2. Кроме того, экспериментальным и расчетным методами была определена скорость адсорбции и возгонки из сырьевой муки циркулирующих соединений (Na2O, К2О, SO3 и С1). На основе полученных данных названный автор разработал формулы для расчета циркуляции щелочей, хлора, серы, содержания SO3 в клинкере и SO2 в неочищенном газе и в пыли. Стало возможным изучить влияние этих факторов на надежность работы подогревателя.
21.6.3.	Летучесть щелочей. В результате многочисленных экспериментов установлено следующее:
степень возгонки щелочей возрастает с повышением температуры в зоне спекания печи, а также с удлинением времени пребывания в ней материала;
степень возгонки щелочей из сырьевой муки последовательно уменьшается в ряду исходных минералов-носителей: иллит> > слюда > ортоклаз;
при повышении концентрации SO3 в сырьевой муке и SO2 в отходящих газах летучесть щелочей и их циркуляция снижаются [249].
Наличие водяного пара в печных газах и особеиио хлора в сырьевой муке и печных газах способствует повышению летучести щелочей. С этой целью добавку хлора в виде хлорида кальция можно вводить следующим образом:
в материал в сырьевой мельнице;
в сырьевую муку перед загрузкой в печь;
впрыскиванием 30%-иого раствора СаС12 под топливной форсункой с горячего конца печи;
вместе со вторичным воздухом в виде пыли.
Впервые добавка хлорида кальция к сырьевой муке в целях снижения щелочности клинкера была осуществлена в США в 1937 г. Л. Т. Брауимил-лером на цементном заводе в Бирмингеме, штат Алабама [250].
21.6.4.	Расчет циркуляции щелочей. Расчет щелочной циркуляции проводится по Веберу [247] исходя из предпосылки, что щелочность1 сырьевой муки равна 1, а щелочность топлива — нулю.
1 Т. е. содержание R2O, %  (Прим, ред.)
367
Для расчета количества циркулирующих щелочей применяют следующую формулу:
1 - е3(1 - Ю
Снижение щелочности клинкера находится по формуле
Здесь К—1 — количество циркулирующих щелочей; Sj — летучесть щелочей сырьевой муки; е2—летучесть циркулирующих щелочей; V — объем байпаса в долях единицы плюс доля щелочей, не сконденсировавшихся в подогревателе; ДЛ — снижение щелочности клинкера.
Каждый щелочной компонент (К, Na) рассчитывают отдельно, подставляя соответствующие величины и коэффициенты летучести si и 82. Эти же формулы можно применять для расчета нещелочных компонентов, например концентрации серы и хлорида.
Летучесть щелочей сырьевой муки ei можно определить аналитическим путем, чего нельзя сделать для циркулирующих щелочей. Однако во всех случаях 82 равно или превышает 8Ь так как значение 82 связано с компонентами, которые уже улетучились. Типичные значения коэффициентов летучести приведены в табл. 21.4.
Пример 21.1.А. Расчет снижения концентрации КгО для заданных < значений es =0,60, 82=0,90.
% байпаса	К-i	дл, %
	0,60-0,98	0,02
2		п „„=4,98	4,98 —	9,9
	1-0,90-0,98	0,98
	0,60-0,95	0,05
5	,  ’ „„	=3,93	3,93 —L— =20,4
	1-0,90-0,95	0,95
	0,60-0,90	0.10
10		--=--=2,84	2,84	=31,5
	1-0,90-0,90	’ 0,90	’
	0,60-0,85	0,15
15	- - -—-=2,17	2,17 -L—=38,1
	1-0,90-0,85	0,85
	0,60-0,80	0,20
20	—^=1.71	1,71 -2— =42,7
	1-0,90-0,80	0,80
	0,60-0,75	0,25
25	, ’ -	=1,38	1,38—=45,9
	1-0,90-0,75	0,75
368
Пример 21.1.Б. Расчет снижения концентрации Na2O для заданных значений 61 = 0,50, 62 = 0,80.
% байпаса	К-1	дл, %
	0,50-0,98	„	0’02	4 =
2	—:			=2,27	2-27 775, =4,5
	1—0,80-0,98	0,98
	0,50-0,95	„0,05 ,А О
5		= 1,98	1,98	=10,2
	1-0,80-0,95	0,95
	0,50-0,90	0,10 ,
10	—		:	= 1,60	1>6ОГ77 = 17>7
	1-0,80-0,90	0,90
	0,50-0,85	0-15 „ ,
15	—		=1,33	1,33—- =23,4
	1-0,80-0,85	0,85
	0,50-0,80	0,20
20	—:!	=1,11	1.11 777 =27,7
	1-0,80-0,80	0,80
	0,50-0,75	„ 0,25	„
25			=0,94	0,94 —2— = 31.3
	1-0,80-0,75	0,75
Пример 21,1.В. Если принять, что клинкер без применения байпасной системы имеет содержание КгО = 1,25% и Na2O = 0,32%, то при эксплуатации с байпасной системой получим следующую щелочность клинкера:
% байпаса	% КоО	% Na.O
0	1,25	0,32
2	1,25—(1,25-0,099)= 1,13	0,32—(0,32-0,045)=0,31
5	1,25—(1,25-0,204)=!,00	0,32—(0,32-0,102)=0,29
10	1,25—(1,25-0,315)=0,86	0,32—(0,32-0,177)=0,26
15	1,25—(1,25-0,381)=0,78	0,32—(0,32-0,234)=0,24
20	1,25—(1,25-0,427)=0,72	0,32-(0,32-0,277)=0,23
25	1,25—(1,25-0,459)=0,68	0,32—(0,32-0,313)=0,22
При отводе 25% газа достигается щелочность 0,68-0,659 = 0,45% по К2О. Если добавить 0,22% (содержание Na2O), то получим полную щелочность 0,67%; этот результат на 0,07% превышает требования, предъявляемые к американскому низкощелочному цементу. Для повышения летучести ще-
Таблица 21.4. Коэффициенты летучести
Компоненты	£i		е2
	без добавки С1	с Добавкой CI	
К2о	0,4—0,6	0,6—0,8	0,9
Na8O	0,35—0,5	0,5-0,6	0,8
SO3	0,9	0,9	0,9
Cl2	—	1,0	1,0
24—394
369
лочей сырьевой муки до значения 61 = 0,70—0,75 в сырьевую муку добавляют хлор в виде СаС12 (см. табл. 21.4). Определение требуемого количества СаС12 производится лабораторным путем. Добавка 0,25% С1 от массы сырьевой муки повышает летучесть щелочей и снижает щелочность клинкера примерно на О,2°/о- Повышение температуры в зоне спекания также приводит к росту значений еь
При экстраполяции соответствующих данных [252] установлено, что повышение температуры в зоне спекания от 1450 до 1500° С увеличивает значения 61 п s2 примерно на 26%.
Рис. 21.7. Теплообменник с байпасной системой, отделением щелочной пыли п возвратом отведенных газов в основной газовый поток
1— байпасный трубопровод; 2—подача холодного воздуха; 3 — пылеосадители;
4 — отвод щелочной пыли; 5 — возврат байпасного газа; 6—трубопровод к электрофильтру
21.6.5. Байпасные системы. На рис. 21.7—21.9 показаны различные байпасные системы для циклонных теплообменников.
На рис. 21.7 изображена байпасная система теплообменника, в которой щелочная пыль из байпасного газа осаждается в отдельных циклонах, а обеспыленный газ смешивается с основным газовым потоком. Пыль с высоким содержанием щелочей удаляется или подвергается выщелачиванию.
На рис. 21.8 представлена другая система байпаса для теплообменника; здесь байпасный газ предварительно очищается в циклонах и подается к специальному электрофильтру для вторичной очистки. В этом случае основной поток отходящих газов более пригоден для сушки сырья, чем в предыдущей установке.
На рис. 21.9 изображена третья байпасная система; байпасный газ подается непо-
средственно в специальный обеспыливающий агрегат.
Выбор байпасной системы зависит от химического состава сырьевых материалов, а также от объема байпасных газов. Здесь следует упомянуть, что конденсация из печных газов на
холодных поверхностях позволяет экстрагировать щелочи селективным путем [253]. Однако этот метод до настоящего времени еще не получил практического применения.
21.7.	Двух- и пятиступенчатые циклонные теплообменники
Циклонные теплообменники обычно монтируются в виде четырехступенчатых установок. При модернизации и реконструк-
370
Рис. 21.9. Теплообменник с байпасной системой и одностадийным обеспыливанием газа в специальном фильтре
1 — байпасный трубопровод; 2 — подача холодного воздуха; 3 — специальный фильтр; 4 — трубопровод к электрофильтру или в сушилку для сырья
Рис. 21.8. Теплообменник с байпасной системой и -первичной очисткой байпасного газа в циклонах, а затем в отдельном электрофильтре (см.
обозначения к рис. 21.7)
t,°F 3^00 f 3200 -3000 -2800 -2600 -2400 -2200 -
 2000 -1800 -1600 ^400 1200 1000 800 685 600 400 200 120
1852
1632
1082
-862
64Z
1412
1302
- 4Z2 - 360
202
. 92
— 48
Рис. 21.10. Температура t газа Г и материала М в установке с двухступенчатым циклонным теплообменником
1 — циклов I ступени; 2 — циклон II ступени; 3 — вращающаяся печь длиной 103 м (339 футов)
24*
Рис. 21.11, Схема пятиступенчатого циклонного теплообменника фирмы «Гумбольдт»
/ — подача топлива; 2 — трубопровод к электрофильтру; 3 — трубопровод к помольной установке
371
ции старых цементных заводов, а также при переводе их с мокрого способа на сухой в целях экономии тепла и повышения производительности часто к действующим вращающимся печам добавляют двухступенчатые циклонные теплообменники. Их температурные характеристики отличаются от типичных показателей обычных четырехступенчатых циклонных теплообменников.
На рис. 21.10 показаны температурные кривые печи с двухступенчатым теплообменником. Исходная вращающаяся печь мокрого способа переведена на сухой с подключением двухступенчатого циклонного теплообменника. Это повысило производительность печи с 380 до 600 т/сут, т. е. на 58%.
До 1977 г. существовала только одна установка с пятиступенчатым теплообменником, построенным фирмой «Гумбольдт» (на заводе «Дотернхаузен», ФРГ [254]). Здесь имелись специфические сырьевые материалы: один из компонентов сырьевой муки (битуминозный сланец) подается в предобжиговую камеру теплообменника отдельно и после выгорания горючих включений смешивается с известковым компонентом, выполняя роль силикатного. Чтобы поддержать горение сланца, в предобжиговую камеру подают горячий воздух от клинкерного холодильника. В связи с наличием горючих примесей в сырьевой муке вращающаяся печь может быть укорочена на 8 м (размеры печи 4X56 м вместо 4X64 м). Пятиступенчатый циклонный теплообменник показан на рис. 21.11*.
21.8.	Теплообменники различных систем
21.8.1.	Теплообменник «Дополь» фирмы «Полизиус». Способ «Дополь» фирмы «Полизиус» заключается в предварительном подогреве цементной сырьевой муки в системе двойных суспензионных потоков. В теплообменнике «Дополь» первая, третья и четвертая ступени (считая снизу) выполнены в виде параллельно расположенных двойных циклонов. Вторая ступень, так называемая вихревая шахта, выполнена в виде одинарного противоточного теплообменного элемента (рис. 21.12).
Газоходы нижней (самой горячей) ступени имеют эллиптическое поперечное сечение; считают, что здесь, в противоположность квадратному сечению, снижается образование настылей. Разделение газового потока на две струи позволяет использовать для такого же количества газа циклоны меньшего размера с более высокой степенью осаждения. Главной целью способа «Дополь» с двойными циклонами было достижение очень высокой производительности печи без фундаментальных изменений проекта теплообменной системы и без строительства дополнительных теплообменных установок. Параллельно ожидали также улучшения осаждения в циклонах. Для предотвращения не
* Подробности см. в докладе Вебера (VI Международный конгресс по химии цемента. М., Стройиздат, 1976, т. I, с. 302—303). (Прим, ред.)
372
равномерного нагрева в двойных циклонах оба потока сырьевой муки встречаются в вихревой шахте (ступень 2) и перемешиваются между собой. Уже выпущены теплообменники «Дополь» производительностью до 7200 т/сут.
Ниже приведена расходная часть теплового баланса теплообменника «Дополь» производительностью 4000 т/сут [255].
Компоненты	Расход тепла	
	ккал/кг клинкера	%
Теоретический расход тепла	415	56,8
Потери тепла с клинкером после холодильника	10	1,4
Потери тепла с отработанным воздухом холодильника	83	11,3
Расход тепла на испарение влаги из сырья	3	0,4
Потери тепла с отходящими газами	150	20,5
Потери тепла в окружающую среду, в том числе на излучение и т. д.	70	9,6
Всего	731	100,0
Расход энергии в четырехступенчатом теплообменнике «Дополь», считая от загрузки сырьевой муки в теплообменник до выхода-клинкера из холодильника, составляет 13 кВт-ч/тклин-кера при количестве отходящих газов около 1,3 м3/кг клинкера и температуре их на выходе из теплообменника 310° С.
21.8.2.	Теплообменник фирмы «Бюлер-Миаг». Теплообменник «Бюлер-Миаг» состоит из трех ступеней с двойными циклонами, работающими параллельно, и одинарной конической вихревой шахты, служащей IV ступенью, где теплообмен осуществляется в противотоке (рис. 21.13).
Сырьевая мука подается в верхнюю ступень (Zj) теплообменника навстречу потоку газа и, достигнув IV ступени, нагревается до 800° С.
Сырьевая мука, осажденная в ступени Z3, попадает в вихревую шахту. Часть сырьевой муки, поступившей в теплообменник и находящейся в шахте, снова подается к ступени Z3 с поднимающимися вверх отходящими печными газами. Благодаря такой циркуляции сырьевой муки удлиняется время ее нахождения в наиболее горячей зоне, что доводит степень декарбонизации до 50% и более.
Внутри шахты теплообменника концентрация материала в газовом потоке возрастает, что приводит к возникновению так называемого пылевого облака, непрерывно оседающего через переходную камеру во вращающейся печи навстречу потоку газов.
По данным изготовителя, устройство четвертой ступени в виде конической шахты приводит к значительному улучшению эк
373
сплуатации по сравнению с обычными циклонными теплообменниками. В циклонных теплообменниках подогретая сырьевая мука из нижней циклонной ступени подается в переходную камеру через трубопровод со свободным поперечным сечением площадью около 0,5 м2. В рассматриваемой же системе средняя площадь сечения зоны между конической шахтой и переходной камерой в 14 раз больше. Это особенно выгодно при высокой концентрации щелочей (К2О, NazO), хлоридов и сульфатов в сырьевой муке. Поскольку щелочные конденсаты и настыли воз-
Рис. 21.12. Схема теплообменника «Дополь» фирмы «Поли-зиус»
А— вращающаяся печь; В —загрузка сырьевой муки; С — отходящие газы к обеспыливателю; 1 — ступень I (два параллельных циклона с теплообменом в прямотоке); 2—ступень II (вихревая шахта с теплообменом в противотоке; 3 — ступень III (аналог ступени IV); 4 — ступень IV (аналог ступени I)
Рис. 21.13. Схема теплообменника фирмы «Бюлер-Миаг»
1 — переходная камера; 2 — шахта теплообменника; Z — циклоны
374
пикают преимущественно в переходной зоне между вращающейся печью и теплообменником и на нижней циклонной ступени,
они могут стать причиной затруднений в работе вследствие за-
купорки относительно узких трубопроводов сырьевой муки.
В конструкции с большим поперечным сечением на выходе из
противоточной ступени таких проблем не возникает даже при значительной концентрации названных компонентов.
Даже если концентрация этих нежелательных примесей возрастает, то при необходимости получить так называемый низкощелочной клинкер предусматривают байпасную линию, относительно устойчивую против закупорки, чтобы снизить до минимума количество непрерывно проходящих через теплообменник печных газов.
Удельный расход тепла в теплообменнике фирмы «Бюлер-Миаг» составляет 750—800 ккал/кг клинкера.
Теплообменники типа «Бюлер— Миаг» выпускаются по лицензиям в США фирмой «Аллис-Чалмерс», Милуоки, штат Висконсин, и в Испании фирмой ATEINSA, Мадрид.
В этих теплообменниках можно осуществлять первичное кальцинирование путем установки простых горелок на противоточной ступени без дорогостоящей реконструкции или установки дополнительных емкостей. Испытания на крупной технологической установке показали, что при этом достигается степень декарбонизации 85—90%.
21.8.3. Суспензионный теплообменник ZAB. Суспензионный теплообменник SKET/ZAB (ГДР) состо-
Рис. 21.14. Конструкция и технологическая схема суспензионного теплообменника ZAB
/ — подача сырьевой муки; 2 — циклонные ступени; 3 — шахтная ступень 1; 4 —шахтиая ступень 2; 5 — шахтная ступень 3; 6 — печь
ит из трех шахтных ступеней и расположенных над ними двух циклонных ступеней [255b, 255с]. В шахтных ступенях параллельно осуществляются теплообмен и основные технологиче-
ские процессы; циклонные ступени служат для упорядоченного
завершения теплоотдачи от газов к материалу и для транспортирования материала (рис. 21.14).
375
Шахтные ступени характеризуются овальными поперечными сечениями и зигзагообразным расположением вертикальных шахт.
Схематически траектории сырьевой муки можно представить в виде нитей, спускающихся преимущественно по периферийным зонам против потока газов к загрузочному отверстию печи. При этом только часть сырьевой муки входит в каждую нижележащую ступень; другая часть уносится газовым потоком и в
Рис. 21.15. Диаграмма температуры t и давления Др в теплообменнике ZAB в зависимости от высоты И над уровнем оси печи в верхнем обрезе
Слева — схема теплообменника с расположением точек замера температуры (темные точки) и давления (крестики); 1—12—точки замеров, в том числе: 1—2— после теплообменника; -3—5—в циклонной ступени; 1; 6 — на входе в циклонную ступень 2; 7— в газоходе ступени 2; 8—11— в шахтных ступенях 1—3; 12 — на обрезе печи
зависимости от условий сепарации (оседания) на соответствующей шахтной ступени снова попадает в первичный поток сырьевой муки или выносится из него. В связи с этим на отдельных шахтных ступенях и между ними возникают четко выраженные материальные циклы [255 6].
Благодаря простой конструкции газоходов статические потери тяги в теплообменнике ZAB на 250—400 мм вод. ст. ниже по сравнению с теплообменниками других систем при одинаковых температурных условиях (рис. 21.15) [255 е, 255 f].
Подогреватель ZAB изготовляют в одно- или двухбашенном исполнении. Однобашенная конструкция целесообразна до производительности 2000 т клинкера в сутки.
Согласно литературным данным, суспензионный подогреватель ZAB отличается надежностью в работе независимо от со
376
держания летучих компонентов в цементной сырьевой муке [255g, 255h] по следующим причинам:
наличие шахтных ступеней большого объема и в связи с этим — минимальная кривизна траектории движения газов;
постоянный интенсивный контакт обеих фаз;
комбинированный поток материала и газа в переходной зоне между подогревателем и вращающейся печью.
Изготовители шахтных теплообменников указывают, что в противоположность циклонным теплообменникам шахтные ступени большого объема в нижней зоне подогревателя не чувствительны к щелочному конденсату, так как в этой системе осаждение происходит в основном в потоке сырьевой муки. Новые публикации результатов испытаний позволяют оценить щелочную устойчивость в работе циклонных и шахтных теплообменников [255h—гп].
21.8.4.	Противоточный суспензионный теплообменник фирмы «Крупп». Описанные выше суспензионные теплообменники работают как ступенчато-прямоточные системы или имеют в своем составе одну или две противоточные ступени, где теплообмен происходит в так называемых вихревых камерах. Теплообменник, разработанный фирмой «Крупп» (рис. 21.16), является почти полностью противоточным, за исключением верхней ступени, которая с целью сброса пыли выполнена в виде циклонной. Он состоит из верхней двойной циклонной ступени с трактом для восходящего потока газа и самонесущей цилиндрической шахты. Соплообразные сужения разделяют шахту на четыре камеры. Над каждым сужением расположена конусная конструкция
Рис. 21.16, Противоточный теплообменник фирмы «Крупп» (конструкция и технологическая схема)
/ — подача сырьевой смеси; 2 — циклонная ступень 1; 3 —камера I;
4—камера II; 5 — камера III; 6 — камера IV; 7 — печь
377
для равномерного распределения опускающейся суспендированной сырьевой муки. Таким образом, теплообменник работает fl-пять ступеней. Исходная сырьевая мука вводится между верхней камерой шахты и циклонной ступенью, уносится вверх газовым потоком, подогревается, сепарируется от газа в циклонах и попадает в верхнюю камеру шахты, откуда спускается из камеры в камеру навстречу потоку газа и поступает в выгрузочную шахту, а затем во вращающуюся печь. На отдельных ступенях противоточного теплообменника фирмы «Крупп» устанавливается следующая температура, °C [256]:
циклонные ступени ......................................... 340—360
камера I................................................... 450—470
камера II.................................................. 525—550
камера III................................................. 600—650
камера IV................................................. 700—750
выпускная шахта............................................1000
Удельный расход тепла в противоточных суспензионных теплообменниках фирмы «Крупп» составляет 800—900 ккал/кг клинкера.
Большое поперечное сечение противоточных теплообменников и соответственно низкая скорость газового потока служат причиной относительно низких потерь тяги — около 270 мм вод. ст., причем 40% потерь приходится на шахту, а 60% — на циклоны и газоход. Удельный расход энергии составляет 16,9 кВт-ч/т [257].
Таблица 21.5. Рабочие характеристики вращающихся печей с противоточными теплообменниками фирмы «Крупп»
Показатель	Завод S	Завод F
Размер печи D^L, м	3,45X48	3,8X60
Уклон печи, %	3,5	3,5
Частота вращения печи, об/мин	0—2	1—1,5
Холодильник	«Фуллер»	«Фуллер»
Топливо	Мазут	Мазут
Низшая теплота сгорания, ккал/кг	9780	9600
Силикатный модуль	3,0	2,2
Глиноземный модуль	0,9	2,0
Коэффициент насыщения известью	93,7	' 90,6
Производительность, т/сут	580	850 "
Удельный расход тепла, ккал/кг клинкера	835	805
Температура отходящих газов, °C	360—400	350—380
Потери тяги в теплообменнике, мм вод. ст.	270	250
В табл. 21.5. приведены эксплуатационные характеристики двух вращающихся печей с противоточными теплообменниками фирмы «Крупп».
378
Удельный расход энергии в вентиляторе установки S составляет 3,5 кВт-ч/т клинкера; содержание пыли в отходящих газах 38 г/м3, а общие потери тепла во внешнюю среду — 80 ккал/кг
клинкера.
В настоящее время противоточные теплообменники фирмы «Крупп» работают в однобашенном исполнении до производительности 1000 т/сут; для большей производительности установка выполняется в виде двухбашенной системы.
Размеры шахты противоточного теплообменника фирмы «Крупп» производительностью 1000 т/сут: диаметр корпуса 7 м, внутренний диаметр 6,5 м, высота 47 м. Отношение диаметра к высоте 1 :7. Площадь наружной поверхности шахтной башни равна 1033 м2. Для сравнения укажем, что площадь наружной поверхности четырехступенчатого циклонного теплообменника той же производительности равна 1610 м2.
21.8.5.	Противоточный суспензионный теплообменник завода «Пржеров», ЧССР. Этот суспензионный подогреватель сырьевой муки состоит из вертикальной шахты с противоточным теплообменником, двух ступеней двойных циклонов и газохода, соединяющего шахту с циклоном. Верхняя батарейная циклонная ступень выполняет функции обеспыливающих устройств, в то время как нижние пары циклонов служат для рециркуляции и подогрева сырьевой муки. Газоход для подачи отходящих газов враща-
Рис. 21.17. Конструкция противоточного теплообменника завода «Пржеров»
1 — вращающаяся печь; 2 — загрузочная камера печи; 3— тракт отходящих газов; 4 — шахта с противоточным теплообменником; 5— трубопровод исходной сырьевой муки; 6 — рассеивающий конус; 7 — маятниковый клапан; 8— верхняя циклонная ступень; 9— нижняя циклонная ступень; 10 — трубопровод отходящих газов теплообменника; // — нижняя часть шахты теплообменника; 12— вентилятор теплообменника; 13 — ресивер насоса сырьевой муки; /-/ — крышка шахты теплообменника
379
Таблица 21.6. Размеры теплообменников завода «Пржеров», ЧССР
Производительность, т/сут	Расход тепла, ккал/кг	Размеры печи (0 X L), м	Размеры теплообменника (Диаметр X высота), м	
			мазут	уголь
400	850	3,2X48	3,99X17	3,99X17
600	840	3,6X54	4,30X18	4,30X18
800	820	4,0X58	4,90X21	5,49X23
1000	800	4,2X60	5,49X23	5,49X23
1200	780	4,2X68	5,80X24,5	6,20X26
1400	780	4,4X72	6,20X26	6,60X28
1600	770	4,6X76	6,60X28	6,60X28
2000	760	4,8X80	2X5,49X23*	2X5,49X23*
2500	760	5,4X84	2X5,80X24*	2X6,20X26*
3000	750	5,6X90	2 X 6,20 X 26*	2X6,60X28*
* Двухбашенное исполнение.
ющейся печи в шахту теплообменника расположен тангенциально, чтобы придать газу спиральное, а суспензии сырьевой муки — турбулентное движение (рис. 21.17). Для полноты диспергирования сырьевой муки и повышения равномерности ее распределения в шахте газоход на входе в шахту имеет в нижней части рассеивающий конус.
Этот теплообменник характеризуется простотой конструкции и технологичностью. Нет расширенных стыков, что сводит к минимуму возможность подсоса наружного воздуха.
Огнеупорная футеровка состоит преимущественно из кирпичей стандартных размеров. Самонесущая конструкция не требует большой опорной поверхности, что значительно снижает стоимость строительства. Расход энергии незначителен, так как потери тяги при полной производительности не превышают 350 мм вод. ст.
Отходящие газы печи на входе в теплообменник имеют температуру 950—1050° С; максимальная температура отходящих газов теплообменника 360° С. Содержание пыли в отходящих газах теплообменника 30—50 г/м3.
Тепловая эффективность теплообменника зависит прежде всего от отношения высоты шахты к диаметру. Это отношение выбирается так, чтобы обеспечить оптимальное соотношение между капитальными затратами и эксплуатационными расходами. Диаметр шахты определяется требуемыми характеристиками газового потока (табл. 21.6 [258, 259]).
Здесь следует отметить, что машиностроительный завод «Пржеров» изготовляет комплекты оборудования для цементных заводов.
380
21.9. Суспензионные теплообменники с кальцинаторами
21.9.1.	Суспензионный теплообменник SF фирмы. И ХИ. Японская фирма «Исикавадзима-Харима Хеви Индастриз», Токио (сокращенно ИХИ) недавно разработала новый тип циклонного теплообменника. Основная особенность нового теплообменника и технологического процесса, названного фирмой SF-процессом’, состоит в том, что кальцинирование сырьевой муки производится обособленно, в так называемых «моментально кальцинирующих камерах», или «флэш-кальцинаторах»1 2 с минимальной разностью температур между газом и частицами сырьевой муки. Собственно клинкерообразование протекает в относительно небольших вращающихся печах с малой продолжительностью пребывания в них материала. Поскольку степень декарбонизации сырьевой муки в обычных суспензионных теплообменниках незначительна (10—15%), для дальнейшей декарбонизации требуется примерно половина длины вращающейся печи; другая половина используется для клинкерообразования. Фирма ИХИ исходила из известного положения, что вращающаяся печь является эффективным теплообменником только в зоне спекания, где теплопередача осуществляется в основном излучением; в более холодной части печи, т. е. в зоне кальцинирования, теплопередача неэффективна. Процесс теплообмена может быть оформлен в аппаратурном отношении более экономично путем суспендирования сырьевых частиц в газах. SF-процесс разрешил эту проблему созданием флэш-кальцинатора, в котором сырьевая мука декарбонизируется до 90% и затем поступает во вращающуюся печь. С этой точки зрения по сравнению с обычными суспензионными теплообменниками при способе SF требуемое количество тепла для вращающейся печи снижается примерно вдвое. Однако чтобы печь могла работать при нормальной скорости газов, ее приходится снабжать удвоенным количеством тепла; в результате соответственно повышается производительность печи. По данным ИХИ, достаточно подать в печь только 40% общего количества тепла; остальное количество подается во флэш-кальцина-тор [259а].
На рис. 21.18 приведено графическое сравнение между обычным суспензионным теплообменником и системой SF.
Удельная производительность вращающейся печи с теплообменником SF. Максимальная удельная производительность печи, достигнутая при применении обычных циклонных теплооб-
1 SF — заглавные буквы английского названия «Suspension preheater with Flash calciner».
2 Flash — проблеск, вспышка (англ.). В этих кальцинаторах, судя по-описанию, происходит так называемое беспламенное горение топлива (см. о нем работы М. Б. Равича в списке дополнительной литературы), при котором вместо светящегося факела горения наблюдаются отдельные вспышки. (Прим, ред.)
381
менников, составляет 1,75 т/м3 в сутки в расчете па внутренний объем печи; при повышении частоты вращения печи удельная производительность может быть доведена до 2,3 т/м3 в сутки. По данным фирмы ИХИ, производительность печи в расчете на ее свободный объем достигает 3,3 т/м3 в сутки. Таким образом, система SF позволяет получить высокую производительность в печах малого диаметра и длины. Такая печь требует строительной площадки, на 25% меньшей по сравнению с печью, снабженной обычными теплообменниками, при незначительном увеличении высоты установки.
Небольшая печь высокой производительности имеет низкие удельные потери тепла во внешнюю среду; по этой причине в конечном счете расход тепла при SF-процессе на 5—10% ниже, чем в печах с обычными теплообменниками.
В табл. 21.7 приведены характеристики установок с теплообменниками SF, поставленных фирмой ИХИ.
Техническая характеристика теплообменника SF
Производительность по клинкеру, т/сут.............................. 2000
Удельный расход тепла, ккал/кг клинкера............................. 760
Вращающаяся печь: размеры, м.................................................... 3,9Х
Х51,4
частота вращения, об/мин................................... 3—0,6
мощность двигателя, кВт........................................200
Теплообменная башня: ширина, м..................................................... 13,5
длина, м......................................................... 9
высота, м.................................................... 50,7
Клинкерный холодильник: ширина колосников, м........................................... 2,6
длина колосников, м............................................ 14,7
Вентилятор отходящих газов: производительность, м3/мин.................................... 4400
статический напор, мм вод. ст................................. 985
мощность привода, кВт.......................................... 1150
На рис. 21.19 схематически представлен теплообменник SF (фирма «Фуллер», бюллетень PR-3).
В табл. 21.8 приведен тепловой баланс установки с теплообменником SF.
В результате многочисленных испытаний, тепловых и газодинамических измерений была введена форма камеры флэш-пе-чи, обеспечивающая быстрый и интенсивный теплообмен между газом и частицами сырьевой муки и исключающая настыли материала на стенках. На рис. 21.20 показаны кривые распределения температуры в трех разных поперечных сечениях флэш-каль-цинатора.
По данным фирмы ИХИ, перед поступлением во флэш-каль-цинатор отходящие газы печи смешивают с воздухом из центральной части клинкерного холодильника и охлаждают; темпе-382
Таблица 21.7. Установки с теплообменниками SF фирмы ИХИ
Покупатель	Страна	Производительность, т/сут	Вращающаяся печь (с XL), м	Год поставки
«Чичибу цемент Ко», завод в Чичи-бу, производство № 1	Япония	2000	3,9X51,4	1971
«Чичибу цемент Ко», завод в Кума-гайе	»	8000	5,5X100	1973
«Сумитомо цемент Ко», завод в То-чиги	»	2600	3,5X66	1973
«Нихон цемент Ко», завод в Сайтами		5200	4,75/5,25X84	1973
«Хитачи цемент Ко», завод «Хитачи»		1500	4,2X64	1973
«Чийода цемент Ко», завод в Охми	»	5000	4,1/4,5X90	1974
«Ниттецу цемент Ко», завод в Муро-ране		2700	4,2X64	1974
«Нихон цемент Ко», завод в Тоса	»	2400	3,4/3,75X74	1974
«Осака цемент Ко», завод в Ибуки		3600	5,6/5,4X100	1974
«Токуяма Сода Ко», завод в Нанио		7000	5,7X110	1974
«Ниппон стал кемикл Ко», завод в Тобата		2200	3,45/3,75X70	1974
«Хитачи цемент Ко», завод «Хитачи»		2800	4,2X64	1974
«Дженерал цемент Ко», завод в Фо-лосе	Г реция	4000	4,8X72	1975
«Фере и Хузестан цемент Ко», завод в Бехбахане	Иран	2700	4,2X64	1975
«Фарс и Хузестан цемент Ко», завод в Дороуде	»	2500	4,2X64	1975
«Сумитомо цемент Ко», завод в Ако	Япония	7200	5,6X94	1975
«Тайван цемент кори.», завод в Као-сюне	Тайвань	2000	4,0X59	1975
«Мицуи цемент Ко», завод в Тагава	Япония	4000	4,7X74	1976
«Нэйшнл цемент Ко», завод в Рег-ленде*	США	2000	4,12X97,6	1976
«Цемент Норте Пакасмайо», Сан Исидро*	Перу	2000	4,1X57,9	1976
«Чичибу цемент Ко», завод в Чичибу, производство № 2	Япония	4800	5,5X83	1976
«Идеал цемент», Ноксвилл, Теннесси*	США	1550	3,8X55	1977
«Тайван цемент кори.», завод в Чи-куто**	Тайвань	1600	3,8X55	1976
* Поставка фирмы «Фуллер», США, по лицензии фирмы ИХИ.
** Поставка фирмы «Тайван цемент Инджиниринг».
383-
Рис. 21.18. Графическое сравнение обычного теплообменника SP с теплообменником SF

а, б, в —зоны процесса; I — SP-процесс; II — SF-процесс; /// — температура материала; А — теплообменник; В — вращающаяся печь; 1—4— ступени теплообменника; 5 — кальцинатор; 6 — зона спекания; G — степень декарбонизации; q — доля длины печи,, занятая зоной
2
Рис. 21.19. Технологическая схема установки с теплообменником SF
5
16
1 — подача сырьевой смеси; 2 — SF-теплообменник; 5 —флэш-печь (60% топлива, 450 ккал/кг, 800° С); 4 — дымосос теплообменника; 5 — отходящие газы теплообменника (350° С, 1000—1050° С): 6 — подъемный трубопровод 860—900° С; 7 — переходная камера перед печью; 8 — вращающаяся печь; 9— горелка для сжигания 40% топлива, 310 ккал/кг; 10—клинкерный колосниковый холодильник (температура материала на входе — 1000° С); 11 — отходящий воздух из центра холодильника; 12 — циклон; 13 — трубопровод вторичного воздуха флэш-пе-чи, 600—650° С; /4 — смесительная камера; 15 — к аспирационному вентилятору клинкерного холодильника; 16— готовый клинкер (сплошные стрелки — движение материала, штриховые стрелки — газовые потоки)
384
Таблица 21.8, Тепловой баланс установки с теплообменником SF
Компонент	Приход тепла, ккал/кг клинкера	Компонент	Расход тепла, ккал/кг клинкера
Химическая энергия топлива Физическое теплосодержание топлива Теплосодержание сырьевой смеси Примечание. Выпуск клинкера	составляет 83,7 т/ч; тепловой баланс составлен при температуре окружающей среды	755,5 2,9 12,6	Теоретическое тепло клин-керообразования Потери тепла с клинкером Потери тепла с воздухом из холодильника Потери тепла с отходящими газами Потери тепла с пылевыио-сом Потери тепла в окружающую среду от излучения и конвекции: печью холодильником теплообменником воздухопроводом от холодильника Невязка баланса	420,0 24,0 97,2 158,8 3,2 23,4 4,7 16,2 15,2 8,3
Всего	771,0	Всего	771,0
Рис. 21.20. Распределение температуры (°C) во флэш-печи теплообменника SF
Слева и в центре — фронтальные поперечные сечения, справа — план; 1 — подача сырьевой муки; 2 — поступление газа
ратура «центрального» отходящего воздуха клинкерного холодильника, используемого для этой цели, составляет 600—650° С. При этом летучие компоненты печных газов конденсируются на частицах сырьевой муки и возвращаются в печь, благодаря чему не возникает настылей на стенках флэш-кальцинатора.
На рис. 21.21 показано фронтальное сечение флэш-кальцинатора; он состоит из вихревой камеры (нижняя часть) и камеры реакции (верхняя часть).
Упомянутая выше смесь «центрального» отходящего воздуха клинкерного холодильника и печных газов попадает из вихревой
25—394
385
камеры в камеру реакции в виде мощного турбулентного потока; в верхней части камеры реакции расположено загрузочное отверстие для сырьевой муки.
На рис. 21.22 показана технологическая схема флэш-кальци-натора. Основная часть газов из вихревой камеры движется вдоль стенок вверх по спирали в камеру реакции вместе с частицами сырьевой муки. За время подъема до выпускного газохода эта смесь газов и твердых частиц совершает один оборот или более вокруг оси кальцинатора.
Рис. 21.21. Фронтальное сече-ние флэш-печи с технологической схемой
/ — подача сырьевой муки; 2 — камера реакции; 3— горелка; 4 — подача газов; 5 — вихревая камера; 6 — выход газов и кальцинированного материала
Рис. 21.22. Схема потоков во флэш-печи
/ — подача сырьевой муки; 2 — подача газов; 3 — горелка 1; 4 — горелка 2; 5 — горелка 3 (сплошные стрелки — газ; пустые стрелки — материал)
Вихревое движение приводит к возникновению зоны разрежения вдоль вертикальной оси реактора. В эту зону всасываются сырьевая мука и топливо. В результате возникают перемешивание и дисперсия частиц сырьевой муки и распыленного топлива с газами. Тепло, выделяющееся в результате сгорания, немедленно передается частицам сырьевой муки, что и обеспечивает степень декарбонизации до 90%. При этом в кальцинаторе не возникает светящегося факела горения, который виден во вращающейся печи. В самом деле, здесь около 90% тепла передается конвекцией и только около 10% — излучением.
Диаметр флэш-кальцинатора в теплообменнике SF производительностью 3500 т/сут равен 7,4 м, а 4000 т/сут — 8,2 м. Высота флэш-кальцинатора равна высоте циклона нижней ступени теплообменника.
386
Учитывая теперешний нефтяной кризис, компания «Фуллер» разработала систему пылеугольного отопления флэш-кальцина-торов SF [251, 251а].
Теплообменник SF с угольным топливом. Флэш-кальцинатор эксплуатируется при температуре 830—910°С; чтобы избежать настылей, обусловленных плавлением золы угля, рекомендуется применять только угли с температурой плавления золы выше 1100° С. Требования в отношении теплоты сгорания, зольности, содержания летучести, тонкости помола не отличаются от обычных.
Отходящие газы SF-теплообменника, содержащие менее 5% кислорода, подводят к роликовой мельнице для сушки и транспортирования угля. Угольная пыль хранится во взрывобезопасных резервуарах ограниченной емкости, эквивалентной расходу топлива во флэш-печи в течение 15—30 мин. Транспортирующие газы очищаются в пылеосадителях при непрерывном контроле содержания кислорода.
Угольная пыль подается к вращающейся печи и флэш-каль-цинатору раздельно в соответствии с требуемым режимом горения. Флэш-кальцинатор оборудован несколькими форсунками; поэтому применяется распределительное устройство, подающее газо- и пылеугольную смесь к каждой форсунке в равном количестве [251b].
Теплообменник SF с байпасом. Применение байпаса печных газов связано с потерями тепла в количестве 4—5 ккал/кг клинкера на каждый процент объема газа, поступающего в байпасную линию. В теплообменнике с кальцинатором эти потери тепла существенно снижаются, поскольку кальцинатор получает свой горячий воздух по отдельному тракту от клинкерного холодильника, а не через вращающуюся печь. Например, для теплообменника системы SF потери тепла снижаются до 2—3 ккал/кг клинкера на каждый процент объема газа, проходящего через байпасную линию. Как показано на рис. 21.19, 60% всего топлива сгорает во флэш-кальцинаторе и только 40%—во вращающейся печи. Нежелательные компоненты возгоняются в основном во вращающейся печи, а не в кальцинаторе; следовательно, заданное количество этих компонентов может быть удалено через байпасный клапан с уменьшением доли отходящих газов печи в кальцинаторе. Более того, с увеличением количества байпасируемых печных газов пропорционально увеличивают подачу топлива в кальцинатор, расположенный после байпасного клапана. Это позволяет системе с кальцинатором работать при объеме байпасных газов, достигающем 100% [251с], для получения низкощелочных цементов (см. также разд. 21.9.5).
21.9.2.	Суспензионный теплообменник MFC. Суспензионный теплообменник MFC (заглавные буквы английского названия «Mitsubishi Fluidized Calciner») состоит из обычного циклонного теплообменника (системы «Дополь» фирмы «Полизиус»), рабо
25*
387
г
тающего совместно с кальцинатором кипящего слоя, который снабжен отдельной подачей топлива. Этот теплообменник, разработанный фирмой «Мицубиси майнинг энд симент Ко» совместно с фирмой «Мицубиси Хеви Индастриз» [259b], схематически показан на рис. 21.23.
Рис. 21.23. Теплообменник MFC с реактором кипящего слоя для кальцинирования сырьевой муки 1, 3, 4 — циклоны теплообменника; 2 — вихревая шахта; 5 — дозатор сырьевой муки; 6 — вентилятор теплообменника; 7 — кальцинатор кипящего слоя; 8— кипящий слой; 9—форсунки; 10— вращающаяся печь; II— форсунка вращающейся печи; 12 — клинкерный холодильник; 13 — пылеотделитель воздуха от клинкерного холодильника; 14— дутьевой вентилятор для кальцинатора кипящего слоя
Первый теплообменник MFC был установлен на цементном заводе в Хигасидани, а затем и на двух других японских цементных заводах.
Цементный завод	Размеры печи, м	Производительность, т/сут
Куросаки	4,6X93	2800
Канда	5,4X95	5200
Установка с теплообменником MFC на цементном заводе в Хигасидани имеет следующие характеристики.
Вращающаяся печь:
0 4,3 м, длина 65 м
производительность 2200 т/сут
Теплообменник «Дополь» фирмы «Полизиус»:
циклон № 1, 0=4,5 м (2)	.
вихревая шахта; 0=5,8 м (1) см. рис. 21.11;	, "
циклон № 3: 0 = 4,5 м (2)
циклон № 4: 0 = 3,95 м (2)
Реактор MFC с кипящим слоем: 0 = 4,0 м, Н = 4,5 м
Вентилятор, обеспечивающий «кипение» слоя:	!
650 м3/мин; 350° С, 1800 мм вод. ст.
Двигатель вентилятора, потребляемая мощность: 180 кВт
Потери давления в теплообменнике MFC : 1200 мм вод. ст.
Расход тепла в системе в целом в среднем составляет 781 ккал/кг клинкера; хотя он не отличается от имеющегося 388
при обычных суспензионных теплообменниках, фирма «Мицубиси» пытается снизить удельный расход тепла путем улучшения отбора воздуха из клинкера холодильника.
Теплообменник MFC имеет следующий тепловой баланс.
Приход тепла	ккал/кг
клинкера
Физическое теплосодержание жидкого топлива печи............... 2,7
Физическое теплосодержание жидкого топлива теплообменника MFC 0,8*
Химическая энергия жидкого топлива в печи .................... 620,0
Химическая энергия жидкого топлива в теплообменнике MFC . . . 161,0
Теплосодержание первичного воздуха, поступающего в печь ...	0,5
Теплосодержание сырьевой муки.................................. 17,8
Теплосодержание воздуха из клинкерного холодильника............. 6,4
Всего
809,2
Расход тепла
Потери тепла с отходящими газами теплообменника.................172,6
Потери тепла с пылевыносом из теплообменника..................... 2,9
Теоретическое тепло клинкерообразования.........................418,9
Расход тепла	на испарение влаги из сырьевой муки................ 3,9
Потери тепла	с клинкером после холодильника.................... 17,3
Потери тепла	с воздухом из клинкерного холодильника .......... 151,6
Потери тепла	с пылевыносом из клинкерного холодильника ....	0,6
Остальные потери тепла (не определялись)........................ 41,4
Всего
809,2
21.9.3.	Суспензионный теплообменник. RSP. Суспензионный теплообменник RSP (заглавные буквы английского названия «Reinforced Suspension Preheater») отличается от обычного суспензионного теплообменника модификацией нижнего газохода; он включает двухкамерный кальцинатор, состоящий из нагревательной шахты с вихревыми форсунками и собственно кальцинирующей шахты, расположенных почти параллельно. Схема этой конструкции показана на рис. 21.24 [259 с].
Теплообменник RSP разработан совместно японскими фирмами «Онода симент компани» и «Кавасаки Хеви Индастриз», Токио.
Горение мазута в нагревательной камере поддерживается горячим, так называемым «центральным» отходящим воздухом из клинкерного холодильника. Сырьевая мука, прошедшая циклон второй ступени, равномерно распределяется в газообразных продуктах горения в нагревательной шахте, падая вниз; встречаясь с горячими отходящими газами печи, сырьевая мука поднимается восходящим газовым потоком в газоход, образующий кальцинирующую шахту, а из нее в циклон первой
* Таким образом, в кальцинатор MFC нельзя подать такую же долю топлива, как во флэш-печь. (Прим, ред.)
389
•ступени. При этом суспендированная сырьевая мука декарбонизируется на 90—95% перед поступлением во вращающуюся печь. Поэтому работа вращающейся печи, как в описанных выше случаях (теплообменники SF и MFC1), сводится к процессу собственно клинкерообразования, что значительно повышает производительность. Фирмы «Онода»—«Кавасаки» отмеча-
Рпс. 21.24. Схема теплообменника RSP
1 — подача материала из верхних ступеней теплообменника; 2 — вихревая форсунка; 3 — форсунки; 4 — вихревой кальцинатор; 5— выходной боров кальцинатора (температура газов около 930° С);	6 — смеси-
тельная камера; 7 — газоход от верхнего конца печи; 8 — подъемный газоход; 9 — циклон; 10 — подача газа в верхние ступени теплообменника; 11 — подача материала с температурой 800— 850° С при степени декарбонизации 80—95% во вращающуюся печь (сплошные стрелки — движение материала, штриховые — потоки газов)
ют, что производительность вращающейся печи в 2,5—3 раза превышает производительность печей с обычными суспензионными теплообменниками. Для достижения производительности от 6 до 8 тыс. т/сут достаточно применять короткие печи диаметром 5—5,5 м.
Температура газов на выходе из кальцинирующей шахты составляет 950° С, а температура сырьевой муки на входе во вращающуюся печь—820—840° С; эта температура лишь немного выше, чем после обычных теплообменников, однако сырьевая смесь в теплообменнике RSP декарбонизована на 90— 95 %.
Около 30—45% тепла, подводимого к агрегату с теплообменником RSP, приходится на вращающуюся печь, а 55—70% — на вихревые форсунки теплообменника. Так' как во вращающуюся печь подается меньше топлива, она расходует соответственно меньше вторичного воздуха; это позволяет подать достаточное количество горячего воздуха из клинкерного холодильника к вихревым форсункам.
Удельный расход тепла в установке RSP производительностью 3000 т/сут равен 760 ккал/кг клинкера.
1 Вряд ли это можно сказать об MFC-процессе, судя по табличным данным. (Прим, ред.)
.390
В США теплообменники RSP выпускаются фирмой «Аллис-Чалмерс» по лицензии фирмы «Онода симент Ко», Япо-
ния.
21.9.4.	Способ предварительного кальцинирования фирмы
«Полизиус». При разработке способа первичного кальцинирования фирма «Полизиус» (ФРГ) стремилась к упрощению процесса, чтобы его эффект не за-
Рис. 21.25. Технологическая схема предварительного кальцинирования с подачей воздуха по специальному трубопроводу (Япония)
/ — сырьевая мука; 2 — кальцинатор; ‘ 3 — топливо
Рис. 21.26, Технологическая схема предварительного кальцинирования по способу «Полизиус — Рорбах»
1 — сырьевая мука; 2 — топливо
висел от типа холодильника. Эта проблема была решена1 совместно с фирмой «Рорбах»,. Доттернхаузен'.
Основная идея способа состоит в том, что сжигание топлива, необходимое для обеспечения достаточной степени де
Рис. 21,27. Теплообменник «До-поль» с кальцинатором
карбонизации сырьевой муки в теплообменнике, осуществляется в соединительном газоходе между вращающейся печью и теплообменником, а необходимый для горения воздух «протягивают» вместе с продуктами горения «печного» топлива через вращающуюся печь. Фирмы утверждают, что при таком способе отпадает необходимость в дополнительных воздухопроводах со-всеми проблемами регулирования расхода воздуха и допускается применение любых, в частности планетарных, холодильников.
1 См. уже упомянутый в этой связи доклад Вебера на VI Международном конгрессе по химии цемента в Москве. (Прим, ред.)
3911
На рис. 21.25 и 21.26 сравниваются схемы с подачей воздуха к кальцинатору по специальному трубопроводу и через вращающуюся печь. Отходящие газы из газохода поступают в циклонный сепаратор (см. рис. 21.26) и затем в четырехступенчатый циклонный теплообменник.
На рис 21.27 показана нижняя ступень теплообменника «Дополь» с кальцинирующим устройством. Сырьевая мука из вихревой шахты «Дополь» после значительной декарбонизации в газоходе, куда топливо подается через несколько форсунок, и сепарации в нижней ступени циклонов попадает в печь. Длину кальцинирующего газохода выбирают достаточной для полного сгорания топлива до поступления в нижнюю циклонную ступень. При уменьшении размеров вращающейся печи размеры холодильников выбирают в соответствии с их производительностью, поэтому они не подлежат уменьшению.
Для доведения степени декарбонизации перед входом в печь до 90—95% коэффициент избытка воздуха в печи должен составлять около 2,05, а температура факела в печи — около 1800° С вместо 2200° С без предварительной кальцинации. Даже при этих условиях теплообмен во вращающейся печи не ставит новых проблем. Концентрация кислорода в отходящих газах вращающейся печи на входе в кальцинатор — около 12%.
Что касается скорости газов в печи, то фирма «Полизиус» представила следующие данные. В печи 4,2X66 м с предварительным кальцинированием скорость газов была только на 12% выше, чем в печи такой же производительности без предварительного кальцинирования при размерах 5,0x82 м. Более того, установлено, что выбором подходящей формы холодного конца печи и кальцинирующего газохода легко получить практически ту же скорость газов на выходе из печи, с которой работают более крупные печи без предварительных кальцинаторов, несмотря на более высокую удельную нагрузку и уменьшенный диаметр печи с предварительным кальцинированием. Это подтверждается длительной промышленной эксплуатацией установок.
С учетом расхода топлива и электроэнергии, а также повышенных цен на огнеупоры для мощных вращающихся печей экономический расчет свидетельствует, что высокая производительность окупает дополнительные эксплуатационные расходы только начиная с уровня 2500—3000 т/сут; в печах очень большой производительности экономия становится значительной [259d, е].
21.9.5.	Способы предварительного кальцинирования фирмы «Смидт». Фирма «Смидт» разработала ряд способов предварительного кальцинирования, имеющих различные области применения.
392
Предварительное кальцинирование с раздельными теплообменными линиями. Эта система характеризуется наличием специального воздуховода, транспортирующего горячий воздух с продуктами горения из колосникового клинкерного холодильника в отдельный кальцинатор, описанный ниже. В крупных установках, где суспензионный теплообменник выполнен в виде двойной системы, отходящие газы кальцинатора и отходящие газы вращающейся печи направляют в отдельные ветви теплообменника. По данным изготовителя, эта система имеет следующие преимущества:
как и при установке других кальцинаторов, размеры печи можно существенно уменьшить;
кальцинатор можно снабжать воздухом от клинкерного холодильника с температурой около 900° С;
приборы для регулирования количества воздуха соединены с датчиками температуры после теплообменника, что обеспечивает контроль дозировки воздуха;
подобный контроль процесса предохраняет от перегрева даже при степени декарбонизации в кальцинаторе 90—95%;
пуск печи и связанной с ней циклонной теплообменной ветви осуществляется обычным способом. После их введения в предварительный рабочий режим производят запуск кальцинатора и его ветви циклонных теплообменников;
высокая степень декарбонизации и повышенная стабильность питания печи гарантируют ее стационарную работу без нарушений режима.
На рис. 21.28 показана система с предварительным кальцинированием для вращающейся печи с циклонным теплообменником в сдвоенном исполнении. Эта система может применяться также с тремя или четырьмя линиями циклонных теплообменников до производительнести 10000 т/сут.
Предварительное кальцинирование с получением низкощелочных цементов. Если требуется получить клинкер с очень низким содержанием щелочей, фирма «Смидт» рекомендует применять систему, показанную па рис. 21.29. Предварительное кальцинирование осуществляется в одной ветви, включающей кальцинатор и четырехступенчатый теплообменник. Она работает независимо от отходящих газов вращающейся печи. Эти газы, не утилизируемые в теплообменнике, охлаждаются и обеспыливаются в отдельном устройстве. В этой системе с независимым отоплением кальцинатора объем отходящих газов печи составляет всего около '/3 наблюдаемого в системе с подачей топлива только в печь. Но в данном случае отходящие газы печи содержат все летучие компоненты, испаряющиеся в зоне спекания (100% байпаса). В этой системе за счет повышенного расхода тепла обеспечивается низкое содержание' щелочей в клинкере.
39»
В табл. 21.9 приведены характеристики стандартных установок с предварительным кальцинированием для получения .низкощелочного цемента.
На рис. 21.30 показана диаграмма, отражающая циркуляцию летучих компонентов, в левой части рисунка — для печи с обычным четырехступенчатым теплообменником, а в правой части — для печи с кальцинатором и 100%-ным байпасом газов, описанной в настоящем разделе (см. также разд. 21.6.2).
Рис. 21.28. Система предварительного кальцинирования «Смидт» с двумя раздельными теплообменными линиями
/—подача 33% общего количества 'Сырьевой муки; 2— подача 67% общего количества сырьевой муки; 3 — подача 60—65% общего количества топлива в кальцинатор; 4 — подача 35— 40% общего количества топлива во вращающуюся печь (при пуске —50%)
Рис. 21.29. Система предварительного кальцинирования фирмы «Смидт» для получения низкощелочиого цемента при 100%-ном байпасе
/ — отходящие газы теплообменника; 2 — загрузка сырьевой муки; 3— отходящие газы вращающейся печи; 4—обеспыливающее устройство; 5 — подача топлива в кальцинатор: £ —холодный воздух; 7 — вращающаяся печь; 8— подача топлива в печь; 9 — клинкерный холодильник
В основу циркуляционной диаграммы положено следующее содержание летучих компонентов: в сырьевой муке — 0,70% КгО, 0,20% NaaO, 0,015% Cl, 0,20% SO3; в жидком топливе — 12,50% S. Сырьевая смесь имеет среднюю «обжигаемость» при нормальном расходе тепла; также стандартны степень цирку--ляции пыли и коэффициенты летучести (см. разд. 21.6.3). Цифры на диаграммах означают количество граммов на каждые 100 кг клинкера, что позволяет легко подсчитать концентрацию компонентов в процентах.
Сравнение обеих систем показывает, что клинкер из установки со 100%-ным байпасом газов характеризуется значительно более низким содержанием щелочей, хлора и SO3, чем обычный.
На рис. 21.31 представлена диаграмма циркуляции летучих компонентов при комбинированном способе производства; сырьевой шлам предварительно обезвоживают в фильтр-прес-
395-
:394
Таблица 21.10, Сравнение щелочности клинкера, полученного в печи с обычным суспензионным теплообменником и по способу «Дания»
Компонент	Среднее содержание в клинкере, % исходного количества	
	обычный четырехступеича-тый теплообменник	способ «Дания»
К2О	95	40
Na2O	85	60
Рис. 21.30. Диаграммы циркуляции летучих компонентов в печах с теплообменниками
А — печь с обыкновенным 4-ступенчатым теплообменником; Б — печь с кальцинатором (100% байпаса) фирмы «Смидт»; / — печь; // — теплообменник; III — сырьевая смесь и пыль из электрофильтра теплообменника; IV — кальцинатор; V — пыль из электрофильтра печи; I — клинкер; 2 — питание; 3 — пылеуиос; 4 — дым (из трубы); 5 — мазут
396
се, сушат в сушилке и подают в теплообменник с кальцинатором. Этот способ, разработанный фирмой «Смидт», назван способом «Дания». По диаграмме видно, что установка «Дания» позволяет значительно снизить щелочность клинкера (табл. 21.10). Содержание серы возрастает на величину, вносимую с топливом.
Рис. 21.31. Диаграммы циркуляции летучих компонентов в печи комбинированного способа с теплообменником «Дания»
/ — печь; // — кальцинатор; /// — теплообменник; IV—сушилка; / — фильтр; I — клинкер; 2—питание; 3—пылеунос; 4 — дым (нз трубы); 5 — мазут
Рис. 21.32. Кальцинатор фирмы «Смидт»
/ — отходящие газы с кальцинированной сырьевой мукой;
2—исходная сырьевая мука;
3 — топливо (твердое, жидкое или газообразное); 4— подогре-тый воздух, необходимый для горения, от клинкерного холодильника
Кроме того, следует отметить, что печь «Дания» имеет несколько больший удельный расход тепла, чем печь с обычным теплообменником, так как в первом случае не полностью используются отходящие газы теплообменника.
Конструкция и расход тепла в кальцинаторе фирмы «Смидт». Кальцинатор, входящий в систему, показан на рис. 21.32. Конструкция его чрезвычайно проста. В принципе это футерованный огнеупорами цилиндр с коническими верхним и
397
нижним концами. Главной особенностью кальцинатора является полнота смешения сырьевой муки и топлива перед подачей горячего воздуха и последующим началом процесса горения. Эффективное перемешивание подогретой сырьевой муки и порошкообразного или газообразного топлива — относительно простая операция. Но и при применении жидкого топлива не возникает проблем, так как нет необходимости в его распылении. Внутри кальцинатора оно немедленно газифицируется и поэтому равномерно перемешивается с подогретой сырьевой мукой. Кальцинатор может работать на жидком топливе, угле, природном газе, а также на горючих сланцах с низкой теплотой сгорания. Воздух, необходимый для горения, поступает
с температурой около 900° С из
Рис. 21.33. Зависимость степени декарбонизации сырьевой муки в кальцинаторе G от доли сжигаемого в нем топлива g (% к общему расходу топлива)
клинкерного холодильника. Он пронизывает кальцинатор снизу вверх с незначительными потерями давления.
Рис. 21.34. Прирост производительности печи Q при увеличении доли топлива g (% к общему расходу топлива), сжигаемой в кальцинаторе (Q=100% при g=0)
Подогретая сырьевая мука поступает в кальцинатор при температуре около 750° С через отверстие в нижней цилиндрической части зоны. Топливо подается через нижнюю коническую часть кальцинатора. Затем к смеси топлива и сырьевой муки вдоль оси кальцинатора добавляется воздух, необходимый для горения.
Тепло, выделяющееся в кальцинаторе, используется как для нагрева сырьевой муки до температуры кальцинирования, так, разумеется, и непосредственно для осуществления процесса кальцинирования.
Поскольку небольшие колебания в подаче сырьевой муки и топлива в кальцинатор неизбежны, приходится, как уже отмечалось, довольствоваться степенью декарбонизации 90— 95% на выходе из кальцинатора. Это обеспечивает температуру загружаемого в печь материала около 900° С при темпера
398
туре на выходе из кальцинатора не выше 950° С. По данным изготовителя, при степени декарбонизации 90—95% удельный расход тепла в кальцинаторе составляет примерно 550 ккал/кг клинкера.
Доля топлива, расходуемая в кальцинаторе, определяет как степень декарбонизации материала, так и уровень производительности печи. Это показано на рис. 21.33 и 21.34.
В табл. 21.11 приведены характеристики стандартных установок фирмы «Смидт» с отдельно работающей ветвью с каль-
Рис. 21.36. Печь «Интеграл» фирмы «Смидт» с теплообменной установкой 1 — отходящие газы; 2—подача сырьевой муки; «? —цилиндрический участок с подъемными лопастями; 4— вращающаяся печь; 5 — форсунка печи; 6—планетарный холодильник
Рис. 21.35. Печь «Интеграл» фирмы «Смидт» с кальцинированием на входе
1 — сырьевая мука из четвертой ступени циклона; 2—сырьевая мука из третьей ступени циклонов
цинатором. Производительность установок зависит от многих факторов (например, вида топлива, обжигаемости сырья, высоты над уровнем моря, наружной температуры и т. д.) и может колебаться в значительных пределах.
Печь «Интеграл» фирмы «Смидт» с кальцинированием на входе. Отличие этого процесса от описанного выше состоит в том, что горячие отходящие газы печи встречаются у ее верхнего конца с некальцинированной сырьевой мукой, подогретой примерно до 700е С в трех верхних ступенях циклонного теплообменника (рис. 21.35 и 21.36).
Отходящие газы пронизывают зону питания печи, где происходит предварительное кальцинирование. Кальцинируемая сырьевая мука приобретает вихревое движение. Прежде чем смесь сырьевой муки с газами достигает нижней ступени циклонного теплообменника, температура смеси снижается до 840° С. Сырьевая мука, осевшая в нижней ступени теплообменника, подается по специальной спускной трубе в печь, минуя зону предварительного кальцинирования. Это устройство пре-
399
Таблица 21.11. Характеристики установок фирмы «Смидт» с раздельно работающей ветвью с кальцинатором
001-6		СО	со	со	со			5500	О о о со	6300	СО СТ	1350
8300		со	со	со	со	с**		5250	7600	О о о со	со ст	1250
7200		о	со	со	со	со		5000	7200	5750	ст	1244
6300		СО	со	со	со	СО		4750	0069	5500	ст со	1240
5200		со	со	со	со	со		4350	0099	5250	с© со	1040
4500		со	со	со	со	со		4150	6300	5000	S	1034
3800		СО	СО	со	со	со		3950	0009	4750	ио	1030
3200		СО	со	со	со	со		3600	5500	4550	СО со	928
2800		СО	СО	СО	со	со		3450 1	5250	4350	СО СО	924
OOZZ		с©	СО	СО	СО	со		3300	1 4750	4150	со ио	820
1900		СО	со	со	СО	со		3150	4550	3950	со to	720
Номинальная производительность, т/сут	Число циклонов:	верхняя ступень	2-я ступень	З-я ступень	4-я ступень	Число ветвей	Диаметр циклонов:	1	верхняя ступень	ступени 2—4	Внутренний диаметр печи, мм	Эффективная длина, м	Клинкерный холодильник «Фолакс», тип
дотвращает перемешивание кальцинированной сырьевой муки с некальцинированной, скапливающейся у входа в печь.
Промышленный опыт показывает, что при такой системе температура отходящих газов печи не должна ограничиваться уровнем 1200° С, так как ее повышение позволяет интенсифицировать предварительное кальцинирование сырьевой муки. Эта система работает только с одной горелкой; дополнительного сжигания в кальцинирующем устройстве не требуется.
Рис. 21.37. Зависимость температуры t отходящих газов от степени предварительного кальцинирования G (%)
Рис. 21.38. Зависимость удельной производительности печи q от степени предварительного кальцинирования G (%)
Повышение температуры отходящих газов приводит к увеличению разности температур между печными газами и материалом, что позволяет сделать печь более короткой. Связь между степенью предварительной декарбонизации и температурой отходящих газов печи показана на рис. 21.37. Повышение степени предварительного кальцинирования увеличивает удельную производительность печи. График, приведенный на рис. 21.38, построен по данным испытаний рассматриваемой системы. Он свидетельствует, что при степени предварительной декарбонизации 50—60% удельная производительность печи достигает 3,5 т/(м3-сут).
Поскольку все топливо подается в печь, через нее проходят все продукты горения. Поэтому диаметр печи остается таким же, как при применении четырехступенчатого циклонного теплообменника. Скорость газов на выходе из печи в обоих случаях также практически одинакова. Повышенная температура газов в рассматриваемой системе приводит к тому, что большая часть процесса кальцинации происходит на входе в печь. По сравнению с обычным четырехступенчатым циклонным теплообменником длина печи может быть дополнительно сокращена в зависимости от степени предварительного кальцинирования на входе в печь. Уменьшенная длина печи приводит к снижению 26—394	401
400
потерь тепла во внешнюю среду, уменьшению мощности привода и сокращению капитальных затрат.
В настоящее время печи «Интеграл» с предварительным кальцинированием на входе поставляются фирмой «Смидт» производительностью до 4500 т/сут. Такая печь может работать с клинкерными холодильниками всех известных типов [87 с].
21.9.6.	Система с кальцинатором «Пироклон» фирмы «Гумбольдт-Ведаг». Фирма «Индустрианлаген КГД» применяет два варианта кальцинаторов, известных под названием «Пироклон R» (регулярный) и «Пироклон S» (специальный). Они включают в себя следующие основные компоненты:
1)	один или несколько газоходов, ведущих от входа в печь к системе теплообменника; эта система соединена со специальными камерами для сжигания топлива, смешанного с подогретой сырьевой мукой и тщательно распределенными горячими отходящими газами из вращающейся печи; в камерах химическое тепло топлива полностью расходуется на кальцинирование сырьевой муки;
2)	газоход, снабженный внутренними завихрителями и ведущий из камеры сгорания вертикально вверх, а затем «возвращающийся» вниз;
3)	сепаратор циклонного типа; прямо в этот циклон ведет упомянутый газоход; из циклона сырьевая мука поступает в « печь; он одновременно выполняет роль нижней ступени цик- I лонного теплообменника (см. рис. 21.40).	£
Возможности использования второй зоны горения зависят от того, как подается к ней необходимый для горения воздух: по специальному наружному воздуховоду вдоль вращающейся печи («Пироклон R») или через вращающуюся печь («Пироклон S»). Эти возможности определяются следующими условиями.
Начиная с определенного уровня производительности установки, примерно равного 2500 т/сут, воздух для второй зоны горения подводят по «третичному» воздуховоду, расположенному вне вращающейся печи («Пироклон R»). Если производительность печи ниже указанного предела, может применяться «Пироклон S». Применение той или другой конструкции зависит также от ряда других обстоятельств.
Размеры печи могут быть уменьшены с увеличением степени декарбонизации в теплообменнике. Теоретически в теплообменнике можно достигнуть почти полного кальцинирования, если в него подавать 65—70% требуемого топлива. При этом свободное поперечное сечение печи может быть снижено на 65—70%, что позволяет поднять производительность печи до 8000 т/сут' при диаметре не более 5,6 м. Однако при этом воздух для горения необходимо подать от холодильника в теплообменник, минуя печь, так как в противном случае скорость газов во вра-щаюшейся печи будет слишком велика.
402
Подобное сокращение размеров вращающейся печи значительно уменьшает потери на излучение, однако переход через оптимум влечет за собой отрицательные последствия. Например, если требуется спроектировать установку производительностью 1500 т/сут с подачей 65% топлива в теплообменник при диаметре печи 3,2 м, то необходимо часть третичного воздуха подвести к теплообменнику по отдельному воздуховоду. Такой вариант характеризуется невыгодной величиной термической нагрузки в зоне спекания, выраженной в ккал/м2 внутреннего сечения печи. Он также не дает экономии капитальных затрат из-за высокой стоимости отдельного воздуховода третичного воздуха с огнеупорной футеровкой.
Наряду с ограничением максимальной скорости газов при пропуске воздуха через вращающуюся печь необходимо следить за избытком воздуха в зоне спекания, который не должен превышать определенных пределов. Это следует из практического опыта, свидетельствующего, что при концентрации кислорода в верхнем конце печи более 7% быстро разогреть зону спекания после случайного нарушения работы печи не удается. Последнее связано со снижением температуры факела при увеличении избытка воздуха.
Чем дольше вторичный воздух имеет нормальную температуру при непрерывной работе печи, тем легче обеспечить обжиг клинкера и требуемую температуру факела даже при значительном количестве топлива, подаваемом в теплообменник, и высокой концентрации кислорода в факеле печи.
Однако если по условиям работы печи уменьшается поступление тепла в холодильник и вследствие этого снижается температура вторичного воздуха, температура факела становится недостаточно высокой, чтобы гарантировать хороший обжиг клинкера. Поэтому при установке нового кальцинатора и подаче воздуха во вторую зону горения через печь «Гумбольдт-Ведаг» рекомендует подводить в эту зону не более 30—35% всего тепла.
В кальцинаторах «Пироклон» может применяться твердое, жидкое и газообразное топливо.
По диаграмме, приведенной на рис. 21.39, можно выбрать различные конструктивные решения для установок производительностью от 1000 до 8000 т клинкера в сутки с учетом приведенных выше зависимостей. На диаграмме приведен ожидаемый расход тепла, зависящий от размеров установки и количества топлива.
Из рис. 21.39 видно, что при наличии второй зоны горения в установках производительностью от 4000 до 5000 т/сут может быть получен минимальный расход тепла, причем одновременно достигаются оптимальные значения диаметра печи (4,8—5 м) и удельной тепловой нагрузки зоны спекания [4,7-106 ккал/ /(м2-ч)].
26*
403
На рис. 21.40 показана вращающаяся печь с кальцинатором системы «Пироклон R» фирмы «Индустрианлаген КГД».
Воздуховод третичного воздуха обусловливает выбор клинкерных холодильников. Так, планетарный холодильник можно применять только при пропуске воздуха через печь («Пироклон S»), а колосниковые, барабанные и шахтные холодильники — при обоих способах подачи воздуха.
0-
we
800
-730
-780
-770
-760
-750 -70S -730 -720
1000	3000 ' 5000 ' 7000 Q,rl<m
i ।	...................*
60 -810 * 55 
1-50  1-05-1-00
-35
1-30 1-25
1-20 1-15
I-10 -
3,6 0-,2 0,6 0,8 5,0 5,2 5,0-5,6H,to i I P ।	>	> e ।	*
3,6 0,2 0,5 0,7 0,7 0,8 0,8 0,3
q,к кап’10s/(мг’Ч)
10 [-820
13
12
11
10 e
8
7
6


Рис. 21.39. Конструктивные возможности кальцинаторов «Пироклон»
Q — производительность; D — диаметр печи; q — удельный расход тепла; V — скорость газов в верхнем конце вращающейся печи;
— удельные затраты тепла;
доля затрат тепла в теплообменнике (% к общему расходу тепла); А — без применения, В —с применением третичного воздуха (трубопровод от клинкерного холодильника)
Вращающаяся печь
Рис. 21.40.
с теплообменником и кальцинатором «Пироклон» фирмы «Гумбольдт-Ведаг»
1 — теплообменник; 2 — кальцинатор «Пироклон»; 3 —горелка кальцинатора; 4— вентилятор теплообменника; 5 — воздуховод третичного воздуха; 6 — вращающаяся печь; 7 — горелка вращающейся печи;
8 — колосниковый клинкерный холодильник
404
По данным фирмы «Индустрианлаген КГД», до настоящего времени (1977 г.) в мире было установлено более дюжины кальцинаторов «Пироклон» [259 g, h],
21.9.7. Система с кальцинатором KSV фирмы «Кавасаки Хеви Индастриз», Япония. KSV — заглавные буквы английского названия «Kawasaki Spouted bed and Vortex chamber»; этот процесс предварительного кальцинирования разработан японской фирмой «Кавасаки Хеви Индастриз», Токио.
Рис. 21.41. Схема кальцинатора KSV
/ — подача сырьевой муки; 2 — горелка; 3 — вихревая камера; 4 — газоход к циклону С1; 5—подача третичного воздуха; 6—кипящий слой; 7 — горловина; 8 — отходящие газы вращающейся печи; 9— шибер для регулирования потока газов (сплошные стрелки — движение материала, штриховые — потоки газов)
Кальцинатор KSV состоит из кальцинирующей печи, установленной в нижней части обычного суспензионного теплообменника. Эта печь представляет собой комбинацию аппарата кипящего слоя («spouted bed» и вихревой камеры («vortex chamber»). В данном кальцинаторе и теплообменнике осуществляется почти полная декарбонизация. По данным изготовителя, кальцинатор KSV повышает производительность печи в 2—2,5 раза по сравнению с обычными суспензионными теплообменниками. При этом печь с кальцинатором KSV на 37% короче. На рис. 21.41 приведена схема такого кальцинатора.
Кипящий слой создается во входной горловине и в нижней части цилиндрической камеры, куда подается доля сырьевой муки. В верхней части слоя, где концентрация сырьевой муки достигает максимума, установлены устройства для сжигания топлива. Вихревая камера представляет собой продолжение камеры кипящего слоя. Она имеет два отверстия: одно для
впуска отходящих газов вращающейся печи, а другое — для выхода газов и сырьевой муки в нижнюю циклонную ступень теплообменника.
Скорость третичного воздуха в горловине кальцинатора составляет 20—30 м/с; в расширенной камере кипящего слоя скорость воздуха снижается до 5—10 м/с, причем одновременно
405
возникает нисходящий воздушный поток у стенок камеры. Это вызывает турбулизацию воздуха (рис. 21.42) и циркуляцию сырьевой муки в камере, причем в нижней части кипящего слоя возникает концентрированная зона перемешивания; здесь и расположены форсунки, необходимые для кальцинирования сырьевой муки.
Часть сырьевой муки, «выдуваемая» из кипящего слоя в вихревую камеру, быстро смешивается с горячими отходящими
Рис. 21.42. Турбулентные потоки воздуха и сырьевой муки в кальцинирующей печи кипящего слоя KSV
Рис. 21.43. Тангенциальная подача третичного воздуха в кальцинатор KSV
1 — от вращающейся печи;
2 — от клинкерного холодильника
газами вращающейся печи (1000—1100°С), подаваемыми тангенциально в нижнюю часть вихревой камеры; здесь протекает завершающая стадия кальцинирования. Декарбонизированные частицы выносятся газовым потоком в верхнюю часть вихревой камеры и затем через выпускное отверстие — в нижнюю циклонную ступень теплообменника. Для улучшения перемешивания третичный воздух в нижнюю часть камеры кипящего слоя можно подавать тангенциально, как показано на рис. 21.43.
Фирма «Кавасаки Хеви Индастриз» установила на цементном заводе JSA цементной корпорации UBE (Япония) технологическую линию, включающую теплообменник с кальцинатором KSV; линия имеет следующие характеристики.
Спецификация
Теплообменник производства «Кавасаки Хеви Индастриз»:
производительность............................ Ь	500 т/сут
внешние размеры:
кальцинатор KSV............................. 0	= 6800 мм, Н =
— 17 700 мм, 2 шт.
406
циклон № 1 (нижняя ступень)...............
циклон № 2................................
циклон № 3................................
циклон № 4 (верхняя ступень) .............
Вращающаяся печь, поставка фирмы «Убе Ко-сан»:
производительность .......................
размеры...................................
уклон ....................................
Клинкерный холодильник типа «Фуллер» с горизонтальной колосниковой решеткой производства фирм «Бабкок» — «Хитачи»; площадь охлаждения............................
производительность .......................
Эксплуатационные характеристики:
Производительность............................
Топливо ......................................
Распределение топлива ........................
Степень декарбонизации на входе в печь ....
Тепловой баланс
Приход тепла, ккал/кг клинкера: химическая энергия топлива...................
физическое теплосодержание топлива .... теплосодержание сырьевой смеси..............
0 = 9500 мм, 2 шт.
0 -- 6200 мм, 4 шт.
0 = 8300 мм, 2 шт.
0 ~ 5100 мм, 4 шт.
8400 т/сут
0 = 6,2 м, L — 105 м
4,5%
240 м2
10 000 т/сут
8920 т/сут
мазут типа «Бункер С»
41% в печь, 59% в KSV-кальцииатор
85—90%
745,0
3,1
5,0
Всего
Расход тепла, ккал/кг клинкера:
теоретическое тепло клинкерообразования . . расход тепла иа испарение влаги из сырьевой смеси ....................................
потери тепла с клинкером .................
потери тепла с воздухом из клинкерного холодильника .................................
потери тепла с отходящими газами..........
потери тепла с пылевыносом................
потери тепла в окружающую среду от излучения и конвекции:
печью....................................
KSV и воздуховодом третичного воздуха . . холодильником и др......................
753,1
425,4
2,7
14,8
98,9
154,0
5,3
19,0
21,7
11,3
Всего
753,1
На рис. 21.44 приведена технологическая схема теплообменника с кальцинатором KSV с указанием температуры и давления на важнейших участках.
407
1^
Рис. 21.44. Технологическая схема теплообменника с кальцинатором KSV
1 — подача сырьевой муки; 2 — циклон С4; с? —циклон СЗ; 4 — циклон С2; 5 — циклон Cl; 6 — всасывающий и нагнетающий вентилятор теплообменника; 7 — KS-кальцпнатор; 8— горелка кальцинатора; 9 — воздуховод третичного воздуха; 10 — вращающаяся печь; 11— горелка печи; 12 — клинкерный холодильник; 18 — пылевая камера; 14 — клинкер. Пункты замера показателей: А—340° С. 880 мм вод. ст.; 5 — минус 230 мм вод. ст.; 3 — 840° С, минус 100 мм вод. ст.; Г — 800—900° С. минус 125 мм. вод. ст.; Д— 8403С; Е—1100° С, минус 70 ММ вод. ст.; Ж — 800—900° С (сплошные стрелки— движение материала, штриховые — потоки газов)
22.	Охлаждение клинкера
Охлаждение клинкера оказывает влияние на структуру, минералогический состав, размалываемость и, следовательно, на качество полученного из него цемента.
22.1.	Скорость охлаждения клинкера
Скорость охлаждения клинкера оказывает влияние на соотношение кристаллической и стекловидной фаз. При медленном охлаждении происходит кристаллизация почти всех компонентов клинкера, а при быстром образование кристаллов замедляется, часть расплава застывает в форме стекла1. Кроме того, быстрое охлаждение препятствует росту кристаллов. Доля расплава в клинкере вращающихся печей составляет 20—25%1 2.
22.2.	Влияние охлаждения клинкера на постоянство объема цемента
Постоянство объема твердеющего портландцемента зависит от размера кристаллов периклаза. Гидратация крупных крис-;
1 Точнее-—субмикрокристаллической массы, не успевающей рекристаллизоваться. (Прим, ред.)
2 Более точные расчеты показывают, что в среднем она больше — 23— 30%. (Прим, ред.)
408
таллов периклаза, обусловливающая неравномерность увеличения объема, протекает медленнее, чем гидратация основных клинкерных минералов. Максимальная крупность кристаллов периклаза, не оказывающих отрицательного влияния на цемент, составляет около 5—8 мкм. При медленном охлаждении клинкера размеры кристаллов периклаза могут достигать 160 мкм. Установлено, что при содержании в цементе 4% кристаллов периклаза крупностью до 5 мкм при испытаниях в автоклаве возникает такое же расширение, как при содержании 1 % кристаллов периклаза размером 30—60 мкм [260].
Стандарт на цемент США (ASTM [261]) ограничивает расширение портландцемента при автоклавных испытаниях величиной 0,8%. Медленно охлажденный клинкер, содержащий около 2,5% MgO, обычно не выдерживает автоклавных испытаний. Поэтому при быстром охлаждении допускается повышенное содержание MgO. в клинкере, в то время как при медленном оно должно ограничиваться. При содержании MgO менее 1 % скорость охлаждения клинкера не оказывает заметного влияния на постоянство изменения объема. Предельное содержание MgO в клинкере по стандартам США — 5%, Великобритании— 4%1.
Размеры кристаллов алита оказывают влияние не только на размалываемость клинкера (для помола крупных кристаллов требуется дополнительная энергия), но также на процесс гидратации и прочность цемента. При резком обжиге и быстром охлаждении клинкера образуются небольшие кристаллы алита, что повышает прочность цемента [265]. Например, из двух цементов одинакового химического состава один из клинкера с кристаллами алита крупностью до 15 мкм имеет прочность при сжатии в возрасте 28 сут 391 кгс/см1 2, а другой — из клинкера с кристаллами алита размером более 40 мкм — 293 кгс/см2 [262].
22.3.	Влияние охлаждения на химическую стойкость цемента
Быстрое охлаждение клинкера повышает сульфатостонкость цемента при воздействии сульфатов натрия и магния. Это объясняется тем, что компонент СзА, определяющий стойкость клинкера по отношению к сульфатной агрессии, при быстром охлаждении в основном переходит в стекловидную форму и становится менее чувствительным к воздействию сульфатов2.
На рис. 22.1 показано расширение двух бетонных призм, находящихся в 5%-ном растворе сульфата магния; исходный цемент изготовлен из одного и того же сырья с расчетным содер-
1 В СССР — 5% (ГОСТ 10178—76), но ожидается повышение до 6%, как и в некоторых других странах. (Прим, ред.)
2 В быстроохлажденном клинкере фактическое содержание С3А тем ниже расчетного, чем больше скорость охлаждения. Этим и обусловлен указанный эффект. (Прим, ред.)
409
Рис. 22.1. Расширение AZ растворных призм 1X1X5 см состава 1:3 в 5%-ном растворе MgSO4 во времени т в зависимости от скорости охлаждения клинкера 1 — нормальный режим охлаждения; 2— быстроохлажденный клинкер
10DD 2000 3D0D 5,смг!з
Рис. 22.2. Энергозатраты на помол клипера вращающихся печей Е при медленном (/) и быстром (2) охлаждении в зависимости от удельной поверхности S
1 — барабанный холодильник; 2 — колосниковый холодильник
жанием С3А 11%, но при разной скорости охлаждения. Приведенные кривые наглядно показывают преимущества быстрого охлаждения клинкера [263].
22.4.	Влияние охлаждения на размалываемость клинкера
На рис. 22.2 сравниваются данные по размалываемости быстро и медленно охлажденных клинкеров. Клинкер, охлажденный (медленно) в барабанном холодильнике, требует более высоких энергозатрат на помол, чем клинкер, охлажденный (быстро) в колосниковом холодильнике «Фуллер» [264]. Более высокое содержание стекловидной фазы и небольшие размеры кристаллов клинкерных минералов повышают размалываемость быстро охлажденного клинкера по сравнению с охлажденным медленно.
Эти данные, показывающие необходимость быстрого охлаждения клинкера, сопровождаемого к тому же более интенсивным нагревом воздуха, становятся в последнее время решающими факторами для развития новых конструкций холодильников.
23.	Клинкерные холодильники
При оценке клинкерных холодильников рассматривают еле-' • дующие факторы.
1.	Термический коэффициент полезного действия Е, определяемый отношением количества тепла, отобранного у горячего
410
клинкера и используемого для процесса обжига, к общему теплосодержанию А клинкера, покидающего печь:
А — В
Е = —— 100,
А
где В — потери тепла в клинкерном холодильнике.
Величина В складывается из потерь тепла с аспирационным, отходящим воздухом, с клинкером, выходящим из холодильника, и потерь в окружающую холодильник среду с излучением и конвекцией. Если, например, Д = 335 ккал/кг, В = =95 ккал/кг клинкера, то термический к. п. д. клинкерного холодильника
355
Термический к. п. д. холодильников для клинкера всех типов вращающихся печей находится в пределах 40—80%.
2.	Разность температур между горячим клинкером, поступающим в холодильник, и вторичным воздухом, выходящим из него в печь. Лучшим при равной тепловой эффективности является холодильник, подводящий со вторичным воздухом максимум тепла во вращающуюся печь.
3.	Степень охлаждения клинкера, измеряемая его температурой на выходе из холодильника. Эта температура в холодильниках различных типов колеблется от 50 до 300°С.
4.	Удельный расход энергии. Этот показатель у барабанных п рекуператорных (планетарных) холодильников ниже, чем у клинкерных холодильников других типов.
5.	Расход воздуха на охлаждение. Количество охлаждающего воздуха в барабанных, рекуператорных и шахтных холодильниках ограничено величиной, необходимой для сжигания топлива во вращающейся печи. Поэтому клинкер, поступающий из таких холодильников, имеет более высокую температуру.
6.	Пониженная температура клинкера, выходящего из холодильника. В колосниковом холодильнике она обусловлена большим расходом охлаждающего воздуха. Избыточный теплый воздух применяется для сушки и частично выбрасывается в атмосферу. Последний необходимо очистить от пыли, что требует дополнительных затрат.
Наличие большого числа факторов затрудняет оценку клинкерных холодильников, так как часто преимущество в одном отношении приходится оплачивать потерями в других областях.
Существует четыре основных типа клинкерных холодильников:
1)	барабанные, расположенные под вращающейся печью;
2)	рекуператорные (планетарные), барабаны которых расположены по окружности выходного конца вращающейся печи;
3)	колосниковые;
4)	шахтные.
411
23.1.	Барабанные холодильники
Первые вращающиеся печи цементной промышленности не имели никаких устройств для охлаждения клинкера. Горячий клинкер для охлаждения транспортировался на открытую площадку. Последние печи этого типа были выведены из эксплуатации лишь в 1964 г. на одном из цементных заводов в Калифорнии, США.
Барабанный холодильник относится к самому старому типу клинкерных холодильников (рис. 23.1). Он состоит из вращающегося цилиндра, следующего за печью. Вращающиеся печи
Рис. 23.1. Продольный разрез барабанного холодильника с вращающейся печью
длиной 60—90 м оборудованы барабанными холодильниками диаметром от 2 до 5 м, длиной от 20 до 50 м. Обычно барабанный холодильник имеет наклон к горизонтали от 4 до 7%; холодильник и вращающаяся печь наклонены в разные стороны, что позволяет разместить холодильник под вращающейся печью; холодильник опирается на два бандажа и имеет независимый от вращающейся печи привод с зубчатым венцом и шестерней. Частота вращения барабанных холодильников достигает 8 об/ /мин. Около 70% длины барабанного холодильника зафутерова-но огнеупорным кирпичом. Барабанные холодильники имеют подъемные планки или пересыпные лопасти из огнеупорных материалов или термостойких сталей. Благодаря разрежению во вращающейся печи холодный воздух всасывается через открытый конец барабанного холодильника; воздух проходит через холодильник противотоком движению клинкера. На входе в печь температура воздуха составляет 400—750° С.
Клинкер из вращающейся печи при температуре 1300— 1350° С через разгрузочную шахту попадает в барабанный холодильник, выходя из которого имеет температуру 150—300° С.
412
Вращающиеся печи мокрого способа с удельным расходом тепла 1600 ккал/кг клинкера при коэффициенте избытка воздуха 1,3—1,4 требуют для сжигания топлива около 2,5 м3 воз-духа/кг клинкера при нормальных условиях. В печи мокрого способа можно подавать боль
Рис. 23.2. Общий вид современной установки с вращающейся печью и клинкерным барабанным холоднль,-ником (фирма «Гумбольдт—Ведаг»/
шее количество воздуха из холодильника по сравнению с печами сухого способа, что повышает к. п. д. холодильника. При сухом способе к. п. д. барабанных холодильников равен 55—75%, а при мокром — около 78%.
Производительность барабанных холодильников составляет 2,5—3,5 т/(м3-сут); на 1 т клинкера в сутки необходим объем барабанного холодильника 0,4—0,25 м3. Клинкерные барабанные холодильники имеют отношение L/D от 10 : 1 до 12 : 1.
Наличие пересыпных лопастей, способствующих подъему и перемешиванию материала в барабанном холодильнике, позволяет повысить степень заполнения холодильника практически до наблюдаемой во вращающейся печи. Для расчета времени прохождения материала через холодильник пригодны формулы, приведенные в разд. 4.15 для сушильного барабана.
Для достижения максимального теплообмена скорость воздуха у загрузочного конца барабанного холодильника должна составлять 3,8—4,3 м/с. Такие скорости соответствуют коэффициенту избытка воздуха 10% (сс=1,1) при количестве вторичного воздуха, составляющем 85% общего расхода воздуха на горение топлива.
Потери тепла в окружающую среду через стенки барабанного холодильника из-за излучения п конвекции составляют 50—80 ккал/кг клинкера.
После внедрения в цементную промышленность колосниковых холодильников, а затем «возвращения» планетарных (ре-куператорных) холодильников барабанные холодильники стали очень редко применять для охлаждения клинкера. Однако новые установки успешно эксплуатируются до настоящего времени.
413

В целях экономии площади в 1972 г. на австрийском цементном заводе была установлена печь с теплообменником производительностью 200 т/сут и барабанным холодильником размером 4,4X46 м, расположенным под вращающейся печью. На этой установке температура клинкера после холодильника равнялась 160—180° С [266с]. Изготовитель — фирма «Индустриан-лаген, Гумбольдт—Ведаг» Кельн, ФРГ (рис. 23.2).
В те же годы на цементном заводе в ФРГ для установки таких же размеров исходя из экономических и технических соображений был применен барабанный холодильник другой конструкции [266а, 266b].
23.2.	Планетарные (рекуператорные1) холодильники старой конструкции
Планетарный (рекуператорный) холодильник введен в цементной промышленности в 1910 г. заводом «Грузонверк» фирмы «Крупп» в Магдебурге под названием «Концентра». В 1922 г. фирма «Смидт» разработала свой планетарный (рекуператорный) холодильник, известный под названием «Унаке» [267].
Планетарный холодильник состоит из нескольких, обычно 10 или 11, сварных металлических цилиндров (труб), установленных в виде венца по окружности горячего конца вращающейся печи и формирующих ее внешнюю часть. Планетарные холодильники не имеют собственного привода и вращаются вместе с печью. Каждый из них (рекуператор) на участке, составляющем до 25% полной длины, футерован огнеупорами; остальная часть для интенсивного теплообмена оборудована цепными завесами или подъемными устройствами. Через отверстия в корпусе печи клинкер поступает в планетарные холодильники. Охлаждение осуществляется в противотоке. Весь охлаждающий воздух подается в печь и идет на горение топлива. Клинкер в планетарном холодильнике обычно движется параллельно перемещению клинкера во вращающейся печи. Однако имеются планетарные холодильники, способные перемещать клинкер в противоположном направлении. Вес планетарного холодильника старого типа с 10 или 11 трубами воспринимается роликовой опорой, расположенной перед входными патрубками для клинкера.
Повышение веса корпуса печи, оборудованной планетарными холодильниками, и возникающие в корпусе напряжения ограничивают длину планетарных холодильников; по конструктивным соображениям из-за консольного расположения не
1 От латинского «recuperation — получение вновь. В теплотехнике рекуператорами называют устройства для аккумуляции и использования тепла, теряемого с продуктами процесса. С этой точки зрения любые холодильники для клинкера суть рекуператоры. Более удачным является название «планетарные», принятое в большинстве европейских стран. Оно и сохранено при переводе, а старое приводится для разъяснения. (Прим, ред.)
414
разрешается превышать определенное соотношение размеров печи и холодильников. Верхний предел достигается для печи производительностью 500—700 т/сут с планетарным холодильником, имеющим максимальный размер 1,25X7,5 м.
На рис. 23.3 показано продольное сечение планетарного холодильника вращающейся печи размером 3,6/3,3/3,6X150 м мокрого способа производства производительностью 550 т/сут. Как видно на схеме, длина холодильника равна 6 м; однако такой длины недостаточно для хорошего теплообмена. Отношение L/D равно 6 : 1, в то время как у барабанных холодильников оно со-
Рис. 23.3. Планетарный (рекуператорный) холодильник старой конструкции
/ — торцовое кольцо; 2 — выгрузка; 3 — корпус вращающейся печи; 4 — переходный патрубок для клинкера и вторичного воздуха; 5—корпус планетарной трубы (рекуператора); 6 — бандаж
ставляет 10:1 —15: 1; к. п. д. такого планетарного холодильника равен 60—65%.
Рассмотренные планетарные холодильники представляют собой производные от старой исходной конструкции. Такими холодильниками оборудовано более 1000 печей; только фирма «Смидт» изготовила около 660 вращающихся печей с планетарными холодильниками старого типа.
23.3.	Планетарные холодильники новой конструкции
В 1965 г. фирма «Смидт» выпустила так называемый новый планетарный холодильник «Унаке», представляющий собой усовершенствованную конструкцию старого планетарного холодильника. Планетарные холодильники нового типа выпускают теперь и другие известные фирмы, производящие цементное оборудование.
Существенными признаками новых планетарных холодильников «Унаке» являются удлинение корпуса печи и установка дополнительной роликовой опоры для поддержки удлиненного корпуса. Это позволяет применять более крупные планетарные
415
холодильники без снижения несущей способности корпуса вращающейся печи. Конечно, для восприятия дополнительного веса планетарного холодильника обечайка печи на этом участке должна иметь большую толщину. Отношение L/D в новых планетарных холодильниках составляет около 12: 1.
Управление процессом обжига и установка горелки обеспечиваются с помощью неподвижной трубы, входящей во вращающийся цилиндр печи. Во вращающейся печи размером 6,3/5,5x178 м неподвижная труба для управления обжигом имеет длину 35 м и диаметр 4,5 м.
Рис. 23.4. Продольный разрез вращающейся печи с планетарным холодильником новой конструкции
На рис. 23.4 показано продольное сечение конца вращающейся печи, где установлен планетарный холодильник новой конструкции. К 1977 г. максимальная производительность вращающихся печей с планетарными холодильниками новой конструкции достигла 40 т клинкера в сутки; холодильники для этих печей имеют длину 27 м и диаметр 2,4 м.
На рис. 23.5 показан проходной туннель к платформе для установки горелки и управления работой вращающейся печи, оборудованной планетарным холодильником нового типа. Горячий конец печи закрыт экраном из стального листа, подвешенным внутри туннеля на двух катках и направляющих. Этот «огневой» экран с внутренней стороны футерован огнеупором. Приспособление с противовесом прижимает его к уплотнению обреза печи. В огневом экране предусмотрены отверстие для горелки и смотровые окна, а также входная дверь у периферии экрана.
На рис. 23.6 показаны патрубки, которые подают клинкер в планетарные холодильники, установленные по окружности 416
печи. Фирма «Смидт» в 1977 г. выпускала планетарные холодильники диаметром до 2,6 м и длиной 29 м.
На рис. 23.7 показана общая схема размещения установки для обжига клинкера, состоящей из циклонного теплообменни-
Рис. 23.5. Туннель для подхода к площадке Рис. 23.6. Входные па-управлепия горелкой (фирма «Смидт»)	трубки для клинкера
планетарных холодильников новой конструкции (фирма	«Смидт»)
Рис. 23.7. Вращающаяся печь с суспензионным подогревателем сырьевой муки п планетарным холодильником новой конструкции (фирма «Смидт»)
ка, вращающейся печи с планетарными холодильниками новой конструкции и проходным туннелем к платформе горелки.
23.3.1.	Объем холодильника и производительность печи. На рис. 23.8 приведен график, показывающий связь между необходимым суммарным объемом планетарных холодильников и соответствующей производительностью вращающейся печи. Согласно графику, для вращающейся печи производительностью
27—394
417
Рис. 23.8. Связь общего объема планетарных холодильников V с производительностью пе-чн Q
Рис. 23.9. Зависимость диаметра труб планетарных холодильников d от диаметра вращающейся печи D
4000 т/сут планетарные холодильники должны иметь общий объем 1340 м3; отсюда удельный объем холодильника, соответствующий производительности 1 т/сут, составляет 0,34 м3.
23.3.2.	Диаметры вращающейся печи и планетарных холодильников. На рис. 23.9 показана взаимосвязь между диаметрами вращающейся печи и соответствующих планетарных холодильников.
Так как при новой конструкции нет необходимости столь строго ограничивать вес, как раньше, планетарные холодильники нового типа футеруют огнеупорами до половины длины, что приводит к снижению потерь тепла через стенки холодильника на 30—40 ккал/кг клинкера [268].
23.3.3.	Подъемные элементы в планетарных холодильниках. Для улучшения теплообмена внутренняя поверхность планетарных холодильников оборудована подъемными элементами из огнеупора и термостойкими стальными сварными и литыми подъемными планками, способствующими соприкосновению горячего клинкера с охлаждающим воздухом.
На рис. 23.10 показаны продольное сечение нового холодильника «Унаке» фирмы «Смидт» и три поперечных сечения; на рисунке видны различные подъемные устройства [299]. Время пребывания клинкера в холодильных «трубах» составляет около 45 мин. Температура клинкера при поступлении в планетарные холодильники равна 1100—1350° С; при выходе из холодильника, установленного на вращающихся печах сухого способа, температура клинкера составляет 120—200° С. Сле-
418
Рис. 23.10. Продольное (вверху) и поперечное (внизу) сечения планетарных холодильников новой конструкции «Унаке»
дует отметить, что здесь охлаждение клинкера осуществляете® только воздухом, расход которого численно равен расходу вторичного воздуха, т. е. 0,8—1,0 м3/кг клинкера, при удельном расходе тепла 750 ккал/кг клинкера. Колосниковый холодильник с таким же расходом воздуха может снизить температуру клинкера лишь до 250—300° С. Однако необходимо добавить,, что в планетарном холодильнике около 25% тепла клинкера выделяется в окружающую среду за счет потерь через стенки, а у колосникового холодильника таких потерь тепла почти нет. Это и позволяет с большей эффективностью использовать отходящий воздух колосникового холодильника.
При мокром способе производства и удельном расходе тепла около 1400 ккал/кг клинкера количество вторичного воздуха равно 1,3—1,5 м3/кг клинкера. Поэтому температура вторичного воздуха, поступающего из планетарных холодильников-в печь, составляет при сухом способе производства 840—850° С,
27*
419*
Таблица 23.1. Характеристики и тепловой баланс планетарных холодильников
Показатель	Длинная вращающаяся печь сухого способа	Печь с теплообменником
Производительность печи, т/сут	1100	2200
Удельный расход тепла, ккал/кг	870	750
Число планетарных холодильников (рекуперато-	11	11
Ров)		
.Диаметр X длина, м	1,65X12	1,80X18
Температура клинкера на входе, °C	1200	1250
Температура клинкера на выходе, °C	139	135
Теплосодержание поступающего клинкера, ккал/кг	291	307
Теплосодержание выходящего в печь (вторично-	189	205
го) воздуха, ккал/кг		
Потери тепла с клинкером, ккал/кг	23	22
Потери тепла в окружающую среду, ккал/кг	79	80
Суммарные потери тепла, ккал/кг	102	102
Коэффициент полезного действия, %	65	67
а при мокром — 600—650° С. В планетарном холодильнике длительность охлаждения клинкера от 1350 до 1000° С не превышает 10 мин, что приблизительно соответствует скорости охлаждения в колосниковом холодильнике. Многочисленные сравнительные испытания клинкера, охлажденного в планетарных и колосниковых холодильниках, показали, что качество клинкера, .полученного из холодильников обоих типов, примерно одинаково, причем процесс охлаждения клинкера в печи, начавшийся еще до его поступления в холодильник, оказывает большее влияние как на качество клинкера, так и на работу печи [269а, 269b]. Планетарный холодильник не имеет отходящего воздуха, шоэтому при его использовании не требуются пылеулавливающие устройства.
23.3.4.	Тепловой баланс планетарных (рекуператорных) холодильников. В табл. 23.1 приведены характеристики и тепловой баланс планетарных холодильников [270]. В этой таблице особо выделены потери тепла, составляющие 26—27% тепла, поступающего в холодильники.
На рис. 23.11 показана диаграмма теплового баланса планетарного холодильника «Унаке» фирмы «Смидт». Этот тепловой баланс рассчитан на 1 кг клинкера и температуру на выходе 0°С. В расчет включено теплосодержание охлаждающего воздуха.
В разд. 23.5.2 приведена для сравнения диаграмма теплового баланса колосникового холодильника (типа «Фолакс» фирмы «Смидт»), В обоих случаях принималось, что теплосодержание клинкера в зоне спекания печи составляет 400 ккал/кг.
<420
Было также принято, что в обоих случаях расстояние от зоны спекания до входа в холодильник (т. е. длина зоны охлаждения печи) одинаково. Поэтому тепловые балансы холодильников вполне пригодны для сравнения.
23.3.5.	Расход энергии на планетарные (рекуператорные) холодильники. Планетарные холодильники повышают расход энергии при работе печи и дымососа. Дополнительные энергозатраты при работе печи рассчитываются по формуле
К = 0,03Г,
где К — удельные энергозатраты, кВт-ч/т клинкера; L — длина труб планетарных холодильников, м.
Рис. 23.11. Диаграмма теплового баланса планетарного холодильника типа «Унаке» фирмы «Смидт» (в расчете на 1 кг клинкера)
А — клинкерный холодильник; В— зона охлаждения печи; С — зона спекания печн; 1 — теплосодержание клинкера в зоне спекания; 2 — потерн тепла на излучение в зоне-охлаждения печн; 3 — приход тепла с охлаждающим воздухом; 4—потери тепла в окружающую среду в клинкерном холодильнике; 5 — потерн тепла с клинкером; 6 — рекуперированное тепло
Для небольших печей дополнительные энергозатраты составляют около 0,3 кВт-ч/т клинкера, а в печах производительностью 4000 т/сут клинкера с планетарными холодильниками длиной 27 м — 27-0,03=0,8 кВт-ч/т. Гидравлические потери в. планетарном холодильнике (20—40 мм) повышают удельные энергозатраты дымососов на 0,3 кВт-ч/т клинкера в печах сухого и на 0,5 кВт-ч/т — мокрого способов производства. Общее удельное потребление энергии новых планетарных (рекупера-торных) холодильников находится в пределах 0,6—1,3 кВт-ч/т клинкера.
Планетарные холодильники старой конструкции выпускали все предприятия, поставляющие основное технологическое оборудование для цементной промышленности; планетарные холодильники новой конструкции также изготовляет ряд фирм.
42 В
Здесь необходимо упомянуть, что при внедрении крупных шланетарных холодильников нового типа иногда возникают ‘Следующие трудности [270а]:
1)	статическая и механическая перегрузка корпуса печи, которая может привести к трещинам между отверстиями для выпуска клинкера в холодильники [270];
2)	несовершенная форма переходных патрубков от печи к трубам холодильников (рекуператорам), что приводит к возврату части клинкера в печь и попаданию его на сопло горел-•ки;
3)	малый срок службы огнеупорной футеровки;
4)	повышенный износ труб холодильников (рекуператоров) вследствие термических деформаций их корпусов за пределом текучести и короткого срока службы в них огнеупорной и металлической футеровки и подъемных устройств; в качестве временного (паллиативного) средства применяется водяное и воздушное охлаждение холодильников;
5)	проблема крепления длинных труб холодильников на корпусе печи с учетом их температурного расширения, решае-•мая специальными конструктивными мерами;
6)	значительный шум при работе, что требует устройства дорогостоящей звукоизоляции, такой, как звукоизолирующие :экраны, по обеим сторонам труб холодильников.
Капитальные затраты на вращающуюся печь с планетарными холодильниками новой конструкции и вращающуюся печь •с колосниковым холодильником почти одинаковы. Для точного -сравнения этих затрат важно знать, какие требования предъяв-.ляются к интенсивности обеспыливания аспирационного воздуха колосникового холодильника и каковы ограничения, накладываемые на локальные источники звука, а также стоимость мероприятий по борьбе с шумом. Все это в свою очередь зависит от местных правил и условий.
23.3.6.	Водяное охлаждение планетарных холодильников. При пиковых нагрузках пли возникновении неравномерностей •в эксплуатации печи клинкер на выходе из планетарного холодильника может иметь высокую температуру. С учетом этого • фирма «Смидт» разработала систему внутреннего водяного охлаждения клинкера непосредственно перед обрезами планетарных холодильников (рис. 23.12).
Количество охлаждающей воды выражается в процентах от массы клинкера. Для снижения температуры на 25° С требуется 1% воды, причем испарительная способность воды используется почти полностью. При необходимости в планетарные холодильники непрерывно подается до 4% охлаждающей воды.
По данным изготовителя, при водяном охлаждении не возникает замазывания. Применение этого метода не оказывает заметного влияния на расход тепла [87с].
23.3.7.	Планетарный холодильник фирмы «Гумбольдт-Ведаг»
*422
Двухпоточный холодильник фирмы «Гумбольдт», применявшийся в прошлом для охлаждения клинкера вращающихся печей мокрого слособа производства, был заменен планетарным холодильником «Гумбольдт-Ведаг», выпускаемым фирмой «Ип-дустрианлаген» для печей производительностью до 5000 т/сут.
Планетарные холодильники (рекуператоры) включают переходную часть, разделенное пополам входное колено, корпус планетарной трубы с внутренними устройствами, неподвижную и подвижную опоры и разгрузочное устройство.
Рис. 23.12. Водяное охлаждение в планетарном холодильнике фирмы «Смидт» / — подача воды; 2 — кэнэл для воды; 3 — входнэя воронкэ; 4 — коннческэя нэсадка для рэспыления воды
Футерованные огнеупором переходные секции изготовлены из высокотермостойкого стального литья, во всех температурных интервалах не подверженного охрупчиванию. Оно защищает патрубки у разгрузочных отверстий печи от износа.
Сменное загрузочное колено крепится на планетарной трубе с помощью зажимного фланцевого соединения, предохраняющего от скручивания. Оно устанавливается так, чтобы предотвратить возможность возвращения клинкера в печь. Входное колено также имеет термостойкую износоустойчивую футеровку. Между вращающейся печью и загрузочным коленом устанавливается уплотняющая прокладка, воспринимающая осевые температурные деформации и усадку загрузочного колена.
Планетарные трубы (рекуператоры) имеют двойное опирание. Неподвижная опора, расположенная у загрузочного колена, воспринимает осевые нагрузки и одновременно препятствует скручиванию планетарной трубы. Подвижная опора способна воспринять продольные деформации, возникающие под влиянием колебаний температуры. Необходимый зазор между опорой и планетарной трубой может быть отрегулирован. В соответствии со снижением температуры клинкера в направлении от загрузочного колена до выпускного отверстия планетарная
423
труба разделена на зоны с различной футеровкой и внутренними устройствами.
В выпускном отверстии планетарной трубы установлено специальное устройство, обеспечивающее фракционирование клинкера по размерам; частицы крупностью до 25 мм проходят через колосниковую решетку с изменяемыми щелями и попадают непосредственно на клинкерный транспортер. Крупнозернистый клинкер через боковое отверстие с приваренным желобом попадает в дробилку.
23.4.	Колосниковые холодильники фирмы «Фуллер»
Клинкерный колосниковый холодильник с интенсивным воздушным охлаждением, известный под названием холодильника Фуллера, разработан фирмой «Фуллер» (Катасокуа, США) для работы совместно с вращающейся печью. Первый холодильник Фуллера был пущен в эксплуатацию в августе 1937 г. на цементном заводе «Вэлли Фордж» (Пенсильвания, США) для устранения неравномерности расширения объема цемента, вызванной гидратацией оксида магния.	j
23.4.1.	Колосниковый холодильник фирмы «Фуллер». При ' разработке холодильника основной целью фирмы «Фуллер» ! было повышение качества цемента в результате быстрого ох- 1 лаждения клинкера. Одновременно было установлено, что в । этом холодильнике достигается весьма эффективный теплообмен ь между охлаждающим воздухом и горячим клинкером.
Закрытая конструкция холодильника Фуллера обеспечивает чистоту помещения цеха. Объем холодильника Фуллера на 20% меньше, чем барабанного. Он осуществляет постоянный контроль за температурой вторичного воздуха и клинкера; потери тепла во внешнюю среду излучением и конвекцией в этом холодильнике незначительны. Холодильник Фуллера позволяет достигнуть быстрого начального охлаждения клинкера, что имеет большое значение для формирования трехкальциевого силиката. Этот холодильник допускает высокую температуру поступающего клинкера — 1360—1400° С, что повышает термический к. п. д. до 72—75%. Благодаря применению избытка охлаждающего воздуха1 температура клинкера снижается до 65° С и ниже, что позволяет немедленно приступить к помолу.
В отличие от барабанных и планетарных холодильников, где охлаждение клинкера производится почти исключительно в поперечном потоке воздуха, в холодильнике Фуллера этот процесс протекает и в поперечном, и в продольном направлениях.
Современные хлодильники Фуллера имеют производительность до 10000 т/сут.
Вначале клинкерные холодильники Фуллера выпускали с
1 По сравнению с количеством, необходимым для горения топлива. (Прим, ред.)
424
колосниковой решеткой, наклоненной на 15° — по аналогии с решеткой типа «Сейбот» для котельных топок. Для уменьшения строительного объема наклон колосников сначала был снижен до 10°, а затем до 5° и менее, что в конце концов привело к появлению горизонтальных колосниковых решеток.
Колосниковая решетка переталкивающего типа состоит из чередующихся групп неподвижных колосников. Привод колосников осуществляется двигателями с регулируемой скоростью. Размер колосниковых плит 300X410 мм. Частота ходов колосников находится в пределах 4—17 в 1 мин. Длина хода подвижных колосников составляет 120 мм. Мелкие зерна клинкера, провалившиеся через колосниковую решетку, попадают в воздушные камеры, откуда выгружаются через воздухонепроницаемые двойные маятниковые клапаны, приводимые от двигателя; затем в большинстве конструкций просыпь удаляется из корпуса холодильника с помощью скребкового цепного транспортера. В холодном конце колосниковой решетки клинкер попадает на наклонную стержневую решетку, через которую основная часть клинкера поступает на транспортер. У конца наклонной стержневой решетки установлена молотковая дробилка, измельчающая крупные куски клинкера.
Прогрессирующий рост размеров вращающихся печей создает новые проблемы для горизонтальных холодильников Фуллера. Случилось так, что мощные вращающиеся печи производительностью около 1000 т/сут и более имели тенденцию производить клинкер более мелкого зернового состава. Горячий слой мелкого клинкера ожижался вследствие быстрого расширения подаваемого снизу холодного воздуха, в результате чего горизонтальные колосники, двигаясь, не транспортируют клинкер через горячую зону холодильника. Это вызывает опасный рост высоты слоя клинкера.
23.4.2.	Комбинированный холодильник фирмы «Фуллер». Для преодоления описанных выше недостатков был разработан комбинированный холодильник фирмы «Фуллер», впервые пущенный в эксплуатацию в 1965 г. на цементном заводе «Ат-лантик цемент компани», Равена, штат Нью-Йорк.
Комбинированный холодильник «Фуллер» со стороны загрузки клинкером имеет колосниковую секцию с наклоном 5°. Одновременно высота переталкивающих ребер подвижных колосников увеличена с 5 до 8,3 см. Это помогает преодолеть эффект ожижения [271]. Остальная часть холодильника занята горизонтальной переталкивающей решеткой. Обе секции колосников имеют независимые приводы с регулируемой скоростью. Убедившись в ценности этого подхода, фирма выпустила комбинированные холодильники с тремя секциями подвижных колосников. Первые две секции устанавливались с наклоном 3°, а третья — горизонтально. Такой комбинированный холодильник снабжен особым устройством, которое позволяет
425
отвести горячий воздух, нагретый до 350—400° С, из центральной части холодильника и использовать его для сушки сырьевой смеси и угля.
Разъяснение понятия «воздух, отходящий из центра холодильника» дано на рис. 23.13. Здесь схематически представлены различные виды воздуха в холодильнике. Двукратный просос воздуха, или двойной термический цикл, описан в разд. 23.4.3.
Комбинированный колосниковый холодильник «Фуллер» последней конструкции состоит из наклонной решетки, корот-
Рис. 23.13. Различные «виды» возду-ха в колосниковом клинкерном холодильнике
А — охлаждающий воздух (холодный наружный воздух); В — циркуляционный воздух (при двойном прососе); С — вторичный воздух (нагретый воздух, идущий в печь); £> —отходящий воздух (аспирационный); Е — отходящий воздух из центра холодильника (для сушки сырья)
кой горизонтальной решетки, клинкерной дробилки и длинной горизонтальной решетки. Преимущество такой конструкции заключается в том, что после дробления крупные куски клинкера вновь подвергаются интенсивному охлаждению.
Вместе с внедрением печей с суспензионными теплообменниками, потребляющих небольшие количества тепла на обжиг клинкера, существенно повысились требования к уровню теплового к. п. д. колосниковых холодильников. Для указанных печей требуется подвести больше тепла с меньшим количеством вторичного воздуха. Поэтому для достижения высокой температуры вторичного воздуха толщину слоя клинкера приходится повышать до 450 мм.
Это достигается уменьшением ширины наклонной колосниковой решетки и снижением скорости ее перемещений. Ширину колосника со стороны загрузки клинкера принимают равной примерно половине внутреннего диаметра печи. Горизонтальную решетку выполняют на 60—90 см шире наклонной, скорость подвижных колосников в ней выше, а слой клинкера на ней тоньше для снижения необходимого уровня давления охлаждающего воздуха.
На рис. 23.14 показаны продольное сечение и план комбинированного холодильника «Фуллер» с шестью воздушными камерами. Объем холодильника под колосниковыми решетками разделен на ряд воздушных камер, каждая из которых оборудована вентилятором, нагнетающим охлаждающий воздух.
426
В холодильнике Фуллера производительностью 2000 т/сут имеется 7 воздушных камер. Перегородки между ними от основания доходят до колосников и упираются в неподвижные колосниковые плиты. Воздушные камеры направляют нагнетаемый в них воздух вертикально через слой клинкера. Поэтому слой клинкера по длине холодильника делится на 7 участков с различными средними температурами. При снижении температуры слоя клинкера уменьшаются расширение и скорость охлаждающего воздуха. Пропорционально этому падает и давление воздуха, необходимое для пронизывания слоя клинкера.
Рис. 23.14. Комбинированный колосниковый холодильник «Фуллер» переталкивающего типа (вверху — план, внизу — продольный разрез)
В воздушной камере, ближайшей к загрузочному отверстию, для подачи охлаждающего воздуха устанавливают вентилятор со статическим напором 500 мм, а в каждой следующей воздушной камере — вентиляторы с более низким статическим напором. Самый холодный участок может быть оборудован вентилятором со статическим напором 175 мм.
На рис. 23.15 представлена диаграмма изменения напора в воздушных камерах при различной температуре клинкера для типового комбинированного холодильника «Фуллер» производительностью около 1700 т/сут клинкера при диапазоне температур материала от 1360 до 65° С [272].
427
Для расчета температуры вторичного воздуха в °C можно пользоваться эмпирической формулой
t __ 3250 (347 — ЛГ)
хп
где х — удельный расход тепла в печи, ккал/кг клинкера; п — избыток воздуха; К — потери тепла в холодильнике, ккал/кг клинкера; 3250 и 347 —константы.
Рис. 23.15. Давление р в воздушных камерах и температура материала t в шестикамерном колосниковом холодильнике «Фуллер» вдоль длины I решетки (измеряемой по числу рядов колосников)
1 — температура материала; 2 — давление воздуха; 3— наклонная колосниковая решетка (толщина слоя клинкера 450 мм); 4 — горизонтальные секции колосниковых решеток (толщина слоя клинкера 250 мм); л — иомера камер (I—VI); Q — средний расход воздуха
Если удельный расход тепла составляет 830 ккал/кг клинкера, коэффициент избытка воздуха 1,1 и потери тепла в холодильнике 92 ккал/кг клинкера, то температура вторичного воздуха
3250 (347-92)
830-1,1
Поперечное сечение загрузочного отверстия холодильника назначается таким, чтобы скорость вторичного воздуха, выходящего из холодильника, составляла около 4 м/с. Производительность вентиляторов холодильника должна обеспечить при нормальных условиях 3—3,15 м3 воздуха на 1 кг клинкера. Удельная производительность холодильника равна 38—43 т клинкера на 1 м2 колосников в сутки. Мощность, потребляемая 428
колосниковым холодильником производительностью 2000 т/сут и обеспечивающая работу вентиляторов охлаждающего воздуха, перемещение колосников и работу вентиляторов отходящего воздуха, равна 785 кВт, в том числе 525 кВт приходится на вентиляторы охлаждающего воздуха и перемещение колосников, а 260 кВт — на вытяжные вентиляторы.
Поскольку количество охлаждающего воздуха и скорость перемещения колосников можно регулировать независимо от режима эксплуатации вращающейся печи, колосниковый холодильник может временно работать при отклонениях от номинальной производительности до 50%. Они могут рассматриваться как обычные перегрузки.
23.4.3.	Двойной, цикл. При двойном прососе воздуха в колосниковом холодильнике часть избытка нагретого воздуха возвращается в качестве рециркуляционного воздуха в первую и вторую воздушные камеры. Это уменьшает количество отходящего от холодильника воздуха и снижает потери тепла до 25 ккал/кг клинкера, что повышает к. п. д. холодильника. При двойном прососе воздуха на 1 кг клинкера приходится 1,3 — 1,8 м3 свежего воздуха. Однако это приводит к повышению термической нагрузки на колосниковые плиты. В США двойной просос воздуха больше не применяется. Холодильники с двойным прососом воздуха переоборудованы в обычные. Это относится и к промышленности ФРГ.
В тех случаях, где это возможно, отходящий от холодильника воздух обеспыливается в мультициклонах. Однако чаще всего этот воздух обеспыливается в тканевых, зернистых или электрических фильтрах. Содержание в нем пыли перед фильтром составляет при нормальных условиях 10—15 г/м3, а после фильтра — не более 0,115 г/м3.
23.4.4.	Обозначения размеров холодильников «Фуллер». Если холодильник «Фуллер» имеет маркировку 831/1050, то это означает, что ширина наклонной колосниковой решетки 8 футов, а длина 31 фут; ширина горизонтальной решетки 10 футов, а длина 50 футов. При производительности 4000 т/сут холодильник «Фуллер» может иметь маркировку 1031 S/1328H/ /1327 Н. Это означает, что кроме наклонной решетки (S—наклонная) имеются еще две горизонтальные (Н — горизонтальная). Длина такого холодильника 86 футов, или 26 м.
23.4.5.	Тепловой баланс холодильника «Фуллер». В табл. 23.2 приведен тепловой баланс колосникового холодильника «Фуллер» размером 825/1050; вращающаяся печь с циклонным теплообменником имеет производительность 1934 т/сут [270].
23.4.6.	Коэффициент полезного действия холодильника. Невысокий к. п. д. холодильника, приведенный в табл. 23.2, обусловлен относительно малым объемом как вторичного воздуха, так и воздуха, отходящего из центра холодильника, и избыточного (аспирационного) воздуха. Если воздух, отходящий из
429
Таблица 23.2. Характеристики и тепловой баланс колосникового холодильника «Фуллер» размером 825/1050
Показатели	Значение	1	Показатели	Значение
Температура, °C: клинкера на входе клинкера на выходе охлаждающего воздуха вторичного воздуха аспирационного воздуха воздуха, отходящего из центра Коэффициент избытка воздуха Количество воздуха при нормальных условиях, необходимое для обжига клинкера, м3/кг: первичный воздух охлаждающий воздух вторичный воздух аспирационный воздух холодильника воздух, отходящий из центра холодильника	1460 83 22 920 158 374 1,056 0,034 2,312 0,842 0,889 0,581	Расход тепла на обжиг клинкера в печи, ккал/кг Тепловой баланс холодильника при 20° С: приход тепла, ккал/кг: клинкер охлаждающий воздух	750 383 1
		Всего расход тепла, ккал/кг: вторичный воздух аспирационный воздух воздух, отходящий из центра клинкер в окружающую среду	384 257 40 71 12 4
		Общие потери тепла	127.
		К. п. д. холодильника, % К. п. д. холодильника при использовании воздуха, отходящего из центра, %	67,1 85,6
центра холодильника, применяется в технологическом процессе для сушки сырья, то эта позиция баланса может рассматриваться как приходная; в этом случае к. п. д. холодильника достигает 85,6%. Здесь необходимо иметь в виду, что при низком удельном расходе тепла на обжиг клинкера (750 ккал/кг клинкера, см. табл. 23.2) снижается расход воздуха на горение топлива в печи, поэтому при постоянном коэффициенте избытка воздуха печь потребляет меньше вторичного воздуха. В этом случае получается заметно меньший к. п. д. холодильника. Если печь расходует 850 или 950 ккал/кг клинкера, то в нее удается подать более горячий вторичный воздух, что повышает к. п. д. холодильника.
23.5.	Колосниковые холодильники других типов
Почти все фирмы, выпускающие технологическое оборудование для цементных заводов, разработали различные конструкции клинкерных колосниковых холодильников или аналогичных устройств. К ним относятся: колосниковый холодильник «Фолакс» фирмы «Смидт» (Дания); рекуператорный холодильник «Рекуполь» с непрерывной решетчатой лентой фирмы «Полизиус»; колосниковые холодильники фирм «Крупп»
430
и «Гумбольд-Ведаг» (ФРГ) и вибрационный холодильник фир-мы «Аллис-Чалмерс»(США).
В социалистических странах колосниковые холодильники выпускаются рядом предприятий: в СССР — заводом УЗТМ1, в ГДР — народным предприятием ZAB, Дессау, комбинатом* тяжелого машиностроения «Эрнст Тельман» (SKET), Магдебург. В ЧССР машиностроительный завод «Пржеров» производит колосниковые холодильники. В ПНР' завод цементного*
Рис. 23.16. Комбинированный холодильник типа «Комби» фирмы «Петерс»
машиностроения Р2ВМ-«Макрум» в Быдгоще изготовляет колосниковые холодильники модели «Волга» по советской лицензии.
Фирма «Кладиус Петерс» (Гамбург, ФРГ) до 1973 г. выпускала колосниковые холодильники по лицензии фирмы «Фуллер». Холодильник фирмы «Петерс», названный также «Комби» — комбинированным, имеет постоянный наклон к горизонтали, равный 3° (рис. 23.16).
Фирма «Гумбольдт-Ведаг» выпустила холодильник с наклонными колосниками (с уклоном 5%) переталкивающего* типа с одной или несколькими подвижными решетками, расположенными последовательно или ступенчато, с промежуточным дроблением.
Холодильник с наклонными колосниками, показанный на* рис. 23.17, охлаждает клинкер от 1350° С до температуры, на 65° С превышающей температуру окружающей среды. В целях рекуперации тепла нагретый при этом воздух подается в печь, где используется в качестве вторичного воздуха для горения топлива. При необходимости часть вторичного воздуха (как в методе «Пироклон») может в качестве «третичного» по трубопроводу подаваться прямо к теплообменнику. Избыток нагретого воздуха можно использовать для сушки сырья.
1 А также заводом «Волгоцеммаш». (Прим, ред.)
431
Для повышения температуры горячего воздуха фирма считает возможным применение системы циркуляции, которая особенно целесообразна в ступенчатых холодильниках1. Остаточный воздух отводится в атмосферу через обеспыливающее устройство.
Рекуперация тепла происходит в основном в первой части колосников — так называемой зоне рекуперации. Она осуществляется при наличии высокого, равномерно распределенного,
Рис, 23.17. Клинкерный холодильник фирмы «Гумбольдт-Ведаг» с наклонной колосниковой решеткой
медленно перемещающегося и перемешиваемого слоя клинкера и одновременной подаче рационального объема охлаждающего воздуха. Низкая конечная температура клинкера достигается при подобранном расходе воздуха и уменьшенной толщине слоя клинкера во второй части колосников (зоне охлаждения). С этой целью измерительными и регулирующими устройствами контролируют толщину слоя клинкера, скорость перемещения колосников, поступление воздуха в отдельные камеры и, в экспериментальных случаях, частоту вращения печи.
Клинкер, выходящий из вращающейся печи, падает непосредственно на колосниковую систему, расположенную в нижней части корпуса холодильника. Дальше он транспортируется, как описано в разд. 23.4.1. Поскольку направление движения переталкивающей подвижной рамы несколько отклоняется от направления транспортирования клинкера, возникает перемешивание (относительное перемещение) клинкера. Благодаря этому улучшается интенсивный теплообмен клинкера с воздухом.
В зависимости от допускаемых термических и механических нагрузок колосниковые плиты различают по качеству материала. В рекуператорной зоне колосниковые плиты изготовляют из специального хромоникелевого стального литья, в зоне охлаждения — из обычного хромоникелевого литья, а после зоны охлаждения, т. е. в зоне дополнительного охлаждения,— < из стального литья с хромом.
1 Все это относится к более высокому уровню удельного расхода тепла, чем описанный в разд. 23.4.3 (Прим, ред.)
432
Фирма «Гумбольдт-Ведаг» при наличии специальных требований поставляет различные запатентованные конструкции колосниковых плит.
Привод подвижной рамы колосников осуществляется электродвигателем со ступенчатой регулировкой скоростей через предохранительную муфту и полый вал редуктора. Этот редуктор выполнен в виде кулисной системы, причем двигатель привода установлен непосредственно на корпусе редуктора. Полый вал системы связан с осью привода. На нем находятся оба эксцентрика, осуществляющие соединение через кулису с подвижной рамой1. Частота перемещений имеет ступенчатую регулировку.
Для компенсации неравномерностей, возникающих из-за не-горизонтальности направления движения подвижной рамы, между подвижной рамой и нижней частью корпуса установлены амортизаторы.
Центральная смазочная станция через распределительную систему снабжает дозированным количеством смазки все подшипники колосникового холодильника, скребковый транспортер и дробилку.
В верхней части корпуса предусмотрены большие отверстия для отвода воздушных потоков; увеличением их сечения достигается незначительное удельное содержание пыли в воздухе. Для доступа к колосникам в верхней части корпуса имеется несколько дверок. Футеровка верхней части корпуса охватывает боковые стены, выложенные в зоне нахождения материала износоустойчивым шамотным кирпичом, и простую сводчатую крышу. Кроме того, в своде устанавливают тензометры для измерения механических напряжений в процессе работы. Огнеупорная футеровка защищена отражательными листами с тяжелой цепной завесой, предохраняющими от попадания больших кусков клинкера, вылетающих из молотковой дробилки. Для снижения потерь с излучением предусмотрена изоляция.
Для удаления мелкой фракции клинкера, провалившейся через систему колосников, в нижней части корпуса установлены два скребковых транспортера, что, с одной стороны, снижает строительную высоту, а с другой — упрощает конструкцию контрольных приборов холодильника.
Вентиляторы охлаждающего воздуха снабжены динамически сбалансированными роторами, подвижными лопастями для регулирования расхода воздуха и измерительным соплом.
Под колосниковой системой установлен щелевой лоток для просеивания мелкозернистого клинкера, так что в молотковую дробилку поступают только крупные куски. Ширина загрузочной щели дробилки равна ширине колосниковой решетки. Это гарантирует равномерную подачу материала.
1 Принцип привода показан на рис. 23.20, поз. 15. (Прим, ред.)
28—394
433
23.5.1.	Колосниковый холодильник «Рекуполь» фирмы «Полизиус». Фирма «Полизиус» на основе использования деталей колосниковой решетки «Леполь» разработала клинкерный колосниковый холодильник, названный «Рекуполь». Этот холодильник показан на рис. 23.18 и 23.19.
Рис. 23.18. Продольный (а) и поперечный (б) разрезы колосникового рекуператорного холодильника «Рекуполь»
1 — натяжной вал колосниковой решетки; 2 — опорный брус; 3 — стальная плита, охлаждаемая водой; 4 — несущие валы верхней части движущейся ленты; 5—боковые плиты; 6 — цепная завеса; 7 — ведущая шестерня; 8 — вал привода; 9— скребок для съема материала; 10 — молотковая дробилка; // — болт решетки; /2 — ось валка нижней части движущейся ленты; 13 — пульсатор; 14 — воздуходувное сопло; 15 — нижний направляющий валик; 16 — подшипник скольжения; 1~ — уплотнительные элементы; 18 — звено цепи; 19— кочос-никовая плита; 20—маятниковый клапан
Клинкер падает на скат, покрытый водоохлаждаемой стальной плитой. Охлаждаемая плита должна предотвратить осаждение частиц горячего клинкера, т. е. образование настылей. Для равномерного распределения клинкера наклон плиты подбирают в двух направлениях—вдоль и поперек продольной оси холодильника. В процессе охлаждения клинкер лежит на
434
движущихся колосниковых плитах. Сбросив клинкер в разгрузочном конце, колосниковые плиты охлаждаются на обратном пути и только на короткое время подвергаются воздействию горячего клинкера в области его загрузки в холодильник.
Молотковая дробилка с загрузочной щелью во всю ширину колосников дробит крупные куски клинкера и возвращает дробленый материал назад на колосники для повторного охлаждения. Цепная завеса защищает огнеупорную футеровку.
Привод холодильника имеет переменную частоту вращения.
Рис. 23.19. Распределение воздуха (м3/кг) клинкера при нормальных условиях в холодильнике «Рекуполь» производительностью 3300 т/сут
1 — обычный охлаждающий воздух (1,9 м3/кг); 2—пульсирующий охлаждающий воздух (0,75 м2/кг); 3 — циркуляционный воздух (1,5 м3/кг, температура 170° С); 4 — отходящий воздух (1,0 м3/кг. температура 290° С — на сушку сырья)
Охлаждение клинкера происходит в двух зонах. В зоне предварительного охлаждения воздушные дюзы с пульсаторами приводят клинкер в псевдоожиженное состояние с сильным охлаждающим эффектом. При этом клинкер распределяется по ширине колосников равномерным слоем.
В зоне дополнительного охлаждения благодаря более низкому аэрирующему давлению клинкерный слой «успокаивается», причем крупная фракция располагается под мелкой. Такая классификация гранул по крупности наиболее благоприятна для последующего охлаждения в этой зоне.
На рис. 23.19 представлена технологическая схема печи «Леполь» производительностью 330 т/сут с холодильником «Рекуполь». Воздух, поступающий из зоны дополнительного охлаждения холодильника в количестве 1,5 м3/кг клинкера с температурой 170° С, обеспыливается в циклонах и вдувается через пульсаторные воздуходувки в камеры 1 и 2. Остальные 10 камер обеспечиваются свежим воздухом через вентиляторы, расположенные на каждой стороне камер. Около 1 м3 воздуха на 1 кг клинкера подается в виде отходящего воздуха с температурой 290° С в камеру предварительной сушки колосниковой решетки «Леполь».
Аэрируемая поверхность холодильника «Рекуполь» производительностью 3300 т/сут характеризуется удельной производительностью 35,8 т/(м2-сут). Толщина слоя клинкера на колосниках около 200 мм. Давление охлаждающего воздуха в
28
435
зоне предварительного охлаждения равно 350 мм вод. ст. В зоне дополнительного охлаждения давление воздуха снижается до 150 мм вод. ст.
Фирма «Полизиус» приводит следующие данные об энергозатратах на охлаждение клинкера в холодильнике «Рекуполь», кВт-ч/т клинкера [272а]:
привод вентиляторов охлаждающего воздуха.................... около	4,0
обеспыливание охлаждающего	воздуха........................ 2,0
привод холодильника ......................................... 0,5
общий расход................................................. 6,5
Рис. 23.20. Клинкерный колосниковый холодильник «Фолакс» фирмы «Смидт» (вверху — продольный, внизу слева — поперечный разрез)
1 — «закаливающий» колосник; 2 — наклонная колосниковая решетка; 3 — верхняя горизонтальная колосниковая решетка; 4— нижняя горизонтальная колосниковая решетка;
5 — ступень высотой 600 мм; 6 — выпуск горячего воздуха; 7 — отсос избыточного воздуха; 8— впрыскивание воды; 9 — воронка для просыпи; 10— выпускной клапан; 11— цепной скребковый транспортер; 12 — клинкерная дробилка; 13 — цепная завеса; 14 — неподвижные и подвижные колосниковые плнты (высота ребра — 85 мм); 15 — механическая (или гидравлическая) приводная станция
23.5.2.	Колосниковый холодильник «Фолакс» фирмы «Смидт». Первый холодильник типа «Фолакс» был выпушен в 1947 г. и с тех пор постоянно совершенствовался. В настоящее время выпущены холодильники «Фолакс» производительностью до 10 000 т/сут.
Холодильник оборудован раздельными охлаждающими ко
436
лосниковыми решетками и вентиляторами. Перед горизонтальными колосниковыми решетками находится короткая наклонная решетка с наклоном 3°. Такое расположение колосников и увеличение высоты переднего края колосников до 85 мм позволяют преодолевать эффект псевдоожижения клинкера. Вторая горизонтальная колосниковая решетка расположена на 600 мм ниже (см. ступень 5 на рис. 23.20), следующая, если она есть, — еще ниже и т. д. При необходимости холодильник может быть оборудован клинкерной дробилкой, установленной перед последним горизонтальным колосником.
Высокоэкономичные печи сухого способа, расходующие 750 ккал/кг клинкера, обеспечиваются вторичным воздухом от вентиляторов, расположенных под горизонтальными, а также под наклонной колосниковыми решетками. Вторичный воздух, можно разделить также на воздух, подаваемый в печь и в запечные суспензионные кальцинаторы 6. Избыточный воздух удаляется и может для улучшения обеспыливания в электрофильтре предварительно увлажняться путем впрыскивания влаги форсунками 8. Отбор горячего воздуха для других целей может осуществляться также через воздуховод 6.
Колосниковый холодильник «Фолакс» имеет проектную удельную производительность 30—32 т/(м2-сут); при взаимодействии холодильника с мощным суспензионным флэш-каль-цинатором (см. гл. 21) его удельная производительность повышается до 40 т/(м2-сут). Удельный расход воздуха при нормальном охлаждении клинкера от 1350° С до температуры, на 60° большей, чем у окружающей среды, равен 2,7—3 м3/кг клинкера. Для повышения надежности эксплуатации при возникновении пылевых переполнений печи холодильники оборудуются внтиляторами удельной мощностью 3,8—3,9 м3/кг клинкера. Вентиляторы для наклонной и первой горизонтальной колосниковых решеток рассчитывают на давление от 750 до 600 мм вод. ст. Охлаждение на второй горизонтальной колосниковой решетке производится при давлении воздуха 550— 260 мм. вод. ст. Мощные холодильники, работающие в сочетании с флэш-кальцинаторами, требуют для наклонной и первой горизонтальной решеток давления охлаждающего воздуха под колосниками от 1000 до 800 мм вод. ст.
Холодильник, показанный на рис. 23.20, имеет производительность 2000 т/сут и оборудован одной наклонной и двумя горизонтальными колосниковыми решетками. Полезная длина колосников 22 м. Наклонный колосник имеет ширину 2,4 м и пропускную способность 833 т/(м-сут) при толщине слоя 500— 600 мм. Ширина горизонтальных колосников равна 3,2 м.
Мощные холодильники с одним наклонным и четырьмя горизонтальными колосниками имеют пропускную способность 2000 т/(м-сут). Толщина слоя возрастает до 600—1000 мм.
Отдельные камеры корпуса холодильника оборудованы бун
437
керами для сбора просыпи, которая через разгрузочные клапаны падает на расположенный внизу цепной скребковый транспортер. Крупные куски клинкера измельчаются в клинкерной дробилке и снова возвращаются на колосники для вторичного охлаждения. Тепловая изоляция холодильника защищена цепной завесой. Все колосниковые плиты имеют одинаковую кон-
Рис. 23.21. Диаграмма теплового баланса колосникового холодильника «Фо-лакс» фирмы «Смидт» (в расчете на 1 кг клинкера)
А— клинкерный холодильник; В— зона охлаждения печи; С — зона спекания печи; 1 — теплосодержание клинкера в зоне спекания (обжига); 2 —потери тепла на излучение в зоне охлаждения печи; 3 — приход тепла с охлаждающим воздухом; 4 — потери тепла в окружающую среду в клинкерном холодильнике; 5 — потерн тепла с избыточным воздухом; б — потери тепла с клинкером; 7 — рекуперированное тепло
струкцию; однако их термостойкость различна. Шаг подвижных колосников составляет 125 мм.
Чтобы избежать устройства сложных скользящих уплотнений между подвижными колосниками и стенкой корпуса, были разработаны специальные деформирующиеся мембраны. Они имеют как механический, так и гидравлический привод.
Фактическая пропускная способность описанных колосниковых решеток на 100—300% выше номинальной. Поэтому с учетом избыточной мощности вентиляторов холодильник может работать при любых колебаниях в процессе эксплуатации печи. Коэффициент полезного действия холодильников «Фо-лакс», как и всех прочих колосниковых холодильников, зависит от удельного расхода тепла в печи; например, при взаимодействии с печью, имеющей теплообменник, к. п. д. достигает 65—70% [87 с].
На рис. 23.21 показана диаграмма теплового баланса колосникового холодильника «Фолакс». Этот тепловой баланс рассчитан на 1 кг клинкера при температуре на выходе 0°С. Теплосодержание охлаждающего воздуха включено в расчет.
Для сравнения в разд. 23.3.4 приведена диаграмма теплово
438
го баланса планетарного (рекуператорного) холодильника «Унаке» фирмы «Смидт». В обоих случаях принималось, что теплосодержание клинкера в зоне спекания печи составляло 400 ккал/кг. Кроме того, было принято, что в обоих случаях расстояние от зоны спекания до загрузочных отверстий холодильников (т. е. длина зоны охлаждения печи) одинаково. По-
©a (да
Рис. 23.22. Колосниковый ступенчатый холодильник фирмы «Петерс»
этому тепловые балансы холодильников обоих типов можно сравнивать один с другим1.
23.5.3.	Ступенчатый колосниковый холодильник (фирма «Петерс»). Одна из последних конструкций колосникового холодильника показана на рис. 23.22. Здесь дробилка с воздушным охлаждением установлена между двумя крайними колосниковыми решетками. Промежуточное дробление, при котором частицы клинкера измельчаются примерно до одинакового размера, позволяет существенно интенсифицировать охлаждение на последней колосниковой решетке. Холодильники такого типа эксплуатируются в ФРГ с 1969 г.
23.5.4.	^-холодильник фирмы «Петерс». Возросшие требования к чистоте отходящего воздуха и связанный с ними рост затрат па его обеспыливание привели к тому, что фирма «Клаудиус Петерс» (Гамбург, ФРГ) разработала комбинированный холодильник, состоящий из колосникового холодильника (первая стадия) и g-холодильника (вторая стадия). Колосниковый холодильник, по проекту, покрывает потребность печи во вторичном воздухе и не имеет никаких обеспыливающих устройств.
1 Легко убедиться, что колосниковый холодильник может иметь преимущество только при утилизации тепла аспирационного воздуха. В других случаях он пока уступает планетарному. (Прим, ред.)
43»
Клинкер выходит из колосникового холодильника, называемого в этой системе «рекуператором», с температурой около 500° Сив дробилке с воздушным охлаждением измельчается до частиц крупностью менее 35 мм. Затем с помощью закрытого кожухом ковшового транспортера клинкер подают в g-холодильник «Петерс», охлаждающий клинкер косвенно, без контакта материала с охладителем, следовательно, абсолютно без пылевыделения, до температуры ниже 100° С (рис. 23.23).
Такие установки эксплуатируются с 1972 г. g-холодильник постоянно поддерживается полным клинкера, медленно опус-
Рис. 23.23. Колосниковый холодильник «Рекуператор» в сочетании с g-холодильником фирмы «Петерс»
кающегося вдоль линзообразных охлаждающих труб, в которых проходит воздух. Между клинкером и охлаждающим воздухом никогда не возникает непосредственного контакта. Падение напора в охлаждающих трубах составляет 80—120 мм в зависимости от их конструкции и конечной температуры клинкера.
Удельные энергозатраты на охлаждение клинкера в комбинированном «рекуператорном» g-холодильнике составляют около 5 кВт-ч/т клинкера.
g-холодильник может, конечно, использоваться в качестве дополнительного холодильника для любых печных и холодильных систем, если температура выпускаемого клинкера слишком высока.
23.6. Шахтные холодильники
Идея охлаждения клинкера в шахтном холодильнике не нова. Существующие пока цементные шахтные печи представляют собой комбинацию из обжигового аппарата и клинкерного холодильника, соединенных в одной установке. Имеются многочисленные патенты на клинкерные шахтные холодильники.
Клинкерный шахтный холодильник, разработанный Э. Баде, выпускается фирмой «Вальтер-Бератерм» в Кельн-Дель-брюке, ФРГ; его производительность 3000 т/сут. Поскольку
440
”4
I
в ожиженном слое создаются условия для наиболее интенсивного теплообмена, Баде разработал способ сочетания процесса охлаждения противотоком в шахтном холодильнике с ожиженным слоем. Однако в действительности условия ожижения не всегда удается реализовать полностью, ибо такие физические предпосылки, как равные размеры и постоянство количества гранул клинкера, а также равномерное распределение воздуха не всегда достижимы.
Холодильник состоит из выложенной огнеупором шахты, валковой решетки и разгрузочного бункера с выходным воз-
Рис. 23.24. Шахтный клинкерный холодильник
1 — вращающаяся печь; 2 — головка печи и верхняя часть' шахты; 3 — шахта холодильника (основная часть); 4 — валковая решетка; 5 — псевдоожиженный слой клинкера; 6~выходной клапан; 7—охлаждающий воздух; S — топливо с первичным воздухом; К — движение клинкера; Q—поток воздуха; Р — расчетный напор вентилятора; Р " — давление вторичного возду-
ха
духонепроницаемым трехъячейковым клапаном. Он оборудован вентилятором для нагнетания охлаждающего воздуха. Соединительные трубопроводы, измерительная и регулировочная аппаратура относятся к вспомогательному оборудованию. Верхняя часть шахты имеет меньший диаметр, что позволяет повысить скорость охлаждающего воздуха на этом участке и придать слою клинкера подвижность. Благодаря эффекту ожижения материал в верхней части шахты переходит в подобное жидкости состояние, и Клинкер, поступающий в холодильник из вращающейся печи, немедленно равномерно распределяется по всему поперечному сечению шахты.
Каждый из профилированных валков валковой решетки имеет отдельный привод; при необходимости валки могут вращаться с различной частотой, обеспечивая нужную скорость подачи материала. Куски клинкера крупностью более 25 мм дробятся под действием валков.
Охлаждающий воздух распределяется следующим образом: 35% попадает под валковую решетку, 45% — в среднюю часть шахты и 20% —в ее узкую часть. Равномерное распределение
441
воздуха по поперечному сечению шахты производят с помощью специальных сопл и труб, расположенных в толще клинкера [273].
На рис. 23.24 схематически показан продольный разрез клинкерного шахтного холодильника Баде.
Поскольку охлаждение в шахтном холодильнике происходит быстро, качество клинкера почти не отличается от полученного в колосниковом холодильнике, особенно по величине отношения C3S: C2S.
В зависимости от количества охлаждающего воздуха температура клинкера на выходе из холодильника составляет 250—280° С (без учета температуры окружающей среды). Температура вторичного воздуха 900—1000° С [274].
Статический напор вентилятора охлаждающего воздуха равен 1120 мм, необходимое количество охлаждающего воздуха 1,1 м3/кг клинкера. Удельные энергозатраты составляют около 8 кВт-ч/т клинкера, в то время как у колосниковых холодильников с учетом привода колосников они равны 5,5—6 кВт-ч/т клинкера.
Термический к. п. д. шахтного холодильника, по данным ' Научно-исследовательского института цементной промышленности в Дюссельдорфе (ФРГ), равен 83%. Поскольку шахтный холодильник не имеет избыточного воздуха, отпадает необходимость в обеспыливающей установке. Строительная высота шахтного холодильника на 10% превышает высоту колосникового.
ПРИЛОЖЕНИЕ
Таблица пересчета технических единиц, принятых в США, в метрические единицы
Обозначение	Наименование	Значения в Других единицах	Метрическая единица	Значение в технических единицах США
1 1b	фунт	0,45359 кг	1 кг	2,20462 фунта
1 sh. t	короткая тонна	0,907 т	1 т	1,102536 коротких тонны
1 inch	дюйм	2,5400 см	1 см	0,3937 дюйма
1 foot	фут	0,3048 м	1 м	3, 2802 фута
1 mile	миля	1,6093 км	1 км	0,6214 мили
1 sq. inch	кв. дюйм	6,452 см2	1 см2	0,1550 кв. дюйма
1 cu. foot	куб. фут	0,02832 м3	1 м3	35,314 куб. фута
1 liq. quart	кварта жидкости	0,9464 л	1 л	1,0567 кварты жидкости
1 dry quart	кварта объема	1,1012 л	1 л	0,9081 кварты объема 0,265 галлона США
1 gallon USA	галлон США	3,78 л	1 л	
1°F	градус Фаренгейта	0,5556° С	1° с	1,8 градуса Фаренгейта
°F	То же	1,8° С+32	°C	0,5556 (°F—32)
1 Btu	Британская Тепловая Единица (Б. Т. Е.)	0,252 ккал= = 1,055 кДж	1 ккал= =4,1868 кДж	3,9685 Б. Т. Е.
1 Btu/lb	Б. Т. Е./фунт	0,5555 ккал/кг= =2,326 кДж/кг	1 ккал/кг= =4,1868 кДж/кг	1,8001 Б. Т. Е./ фунт
1 Л.С.	лошадиная сила	745,7 Вт	—	—
14 mesh	отверстие сит Тайлера (США)	1168 мкм	—	—
100 mesh	То же	147 мкм	—	—
170 mesh	»	91 мкм	——	—
200 mesh		74 мкм	—	—
325 mesh	»	44 мкм	-	—
Список литературы
1.	Sprung, S. Das Verhalten des Schwefels beim Brennen von Zementklm-ker. Schriftenreihe der Zement-Industrie, Heft 31/1964, Beton-Verlag GMBH, Dusseldorf.
2.	Eckel, E. C. Limes and Plastics, J. Wiley, Publisher, New York 1922.
3.	Kuhl, H. Zement-Chemie, Verlag Technik, Berlin 1952.
4.	Nurse, R. W. Journal of Applied Chemistry 2, 1952, p. 708—716.
5.	Rosa, J. Compilation of Cement Raw Material Components, Stavivo, Prague, 10, 1952, p. 264—269.
5a. Charisius, K. Laboratoriumsbuch fur die Zementindustrie, W. Knapp, Halle (Saale), 1943, p. 53.
6.	Industrial Minerals and Rocks, Published by American Institut of Metal, and Mining Engineers, New York, 1949, p. 207.
7.	Grim, R. E. Clay Mineralogy, McGraw-Hill, New York, 1953, p. 311 (Грим P. E. Минералогия глин. M., 1959; Грим Р. Е. Минералогия и практическое использование глин. М., Мир, 1969).
7а. Locher, F. W./Sprung, S./Opitz, D. Reaktionen im Bereich der Ofenga-se — Kreislaufe fliichtiger Stoffe, Ansatze, Beseitigen von Ringen. Zement-Kalk-Gips 25, 1972, p. 1—12;
Verfahrenstechnik der Herstellung von Zement, VDZ-Kongrefi 71, Bau-verlag GmbH, Wiesbaden, Berlin 1972, p. 149—160.
7b. Zement-Taschenbuch 1976/77, Bauverlag, Wiesbaden.
7c. DIN 1164.
7d. Alkali-Aggregate Reaction, Symposium Papers, The Building Research-Institute, Reykjavik, Iceland, Aug. 1975.
7e. Industrial International Data Base, The Cement Industry, North Atlantic Treaty Organization YCCMS-46 Oak Ridge, Tennessee, USA, Sept. 1976.
7f. Energy Conservation Potential in the Cement Industry, Federal Energy Administration, Washington, D. C., June 1975.
8.	Novy, L. Stavivo, Prague, No. 4, 1967, p. 16.
9.	Metzger, A. in Kiihl, H.: Zement-Chemie, Verlag Technik, Berlin 1952, p. 269.
10.	Jerszow, L. D. Principles of crystal chemistry applied to the manufacture of high early strength Portland cements of special properties, Cement-Wapno-Gips, (Warsaw), No. 12, 1967, p. 353—355.
11.	Ершов Л. Д., Басман P. M. Вяжущие свойства фосфатов кальция, образующихся в системе СаО—Р2О5.—Укр. хим. журнал, 1955, т. XXI, вып. 6; см. также: Ершов Л. Д. Высокопрочный и быстротвердеющий цементы. К-, Вуд!вельник, 1975.
12.	Craddock, О. L. Cement Chemists’ and Work Manager's Handbook, Concrete Publications, London 1962, p. 73.
12a. Trojer, F. Der gegenwartige Stand des Phasenaufbaues der Portlandze-mentklinker. Zement-Kalk-Gips 19 (1966), p. 207—215.
12b. Tennstedt, H. J. VI. Internationaler Kongrefi fiber Zementchemie: Zusam-mensetzung und Eigenschaften des Zementkiinkers. Zement-Kalk-Gips 28 (1975), p. 190—191.
12c. Salge, H. und Thormann, P. Uber den EinflluB von P2O5 auf die Konstitu-tion von Portlandzementklinker. Zement-Kalk-Gips 26 (1973), p. 532—539.
13.	Bogue, R. H. The Chemistry of Portland Cement, New York, 1955.
14.	ASTM Designation: C 150—70, Standard Specification for Portland Cement, Published by the American Society for Testing Materials, Philadelphia, Pa. USA
15.	Petzold, A. Chemie und Technologie der Bindemittel, Freiberg/Sa. 1960, p. 46—52.
16.	Barta, R. Chemie a Technologie Cementu, Prague 1961, p. 332—346.
17.	Brown, L. S. Microscopical Studies of Clinker, Journ. Amer. Concrete Inst. 19, 1948, p. 877.
18.	Рояк С. M., Нагерова Э. И., Корниенко Г. Г. Химические методы оп
444
1
ределения фазового состава цемента. Труды НИИцемента, вып. 5, 1952, с. 58—80.
18а. Locher, F. W. Berechnung der Kiinkerphasen. Zement-Kalk-Gips 12 (1961), p. 573—580.
19.	Ahrends, I., Cieslinski, W. Technologia Cementu, Warsaw 1956.
20.	Юнг В. H., Бутт Ю. М., Журавлев В. Ф., Окороков С. Д. Технология вяжущих веществ. М., Промстройиздат, 1952.
21.	Spohn, Е. et al. Eine verfeinerte Kalkstandardformel, Zement-Kalk-Gips 2, 1969, p. 55—60.
22.	Capek, Z. Vyroba Portl. Cementu, Prague 1953, p. 104.
23.	British Standards 12. 1370, 4027, 1958, 1960, 1962, 1966.
24.	Окороков С. Д. В кн.: Технология вяжущих веществ. М., Промстройиздат, 1952.
25.	Огнянова Е. 3. В кн.: Справочник по производству цемента. Под ред. И. И. Холина, М„ Госстройнздат, 1963, с. 729—740.
26.	Vera, A. Calculation of Raw Mixes, Rock Products 8, 1945, p. 109.
27.	Czernin, W. Schweitzer Archiv 19, 1953, p. 192—197.
28.	Kallauner O. Portlandsky Cement, Prague 1952, p. 88.
28a. Schubert, H. Aufbereitung fester mineralischer Baustoffe, Leipzig 1968.
29.	Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953.
30.	Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Bulletin 46 В 2682.
31.	Moiling, H. A. Gesichtspunkte ffir den Entwurf von Doppelkniehebel-Backenbrechern, System Blake, Teil 2, Aufbereitungs-Technik 4, 1968, p. 152.
32.	Bond, F. C. Comminution Exposure Constant by the Third Theory, Transactions AIME, Mining Engineering 12, 1957.
33.	Логак Л. И., Волчек И. Л. Определение расхода дробящих плит щековых дробилок. — Горный журнал, 1967, № 8, с. 41—43.
34.	Bath Iron Works, Pennsylvania Crusher Division, Bulletin 2.5 M 466.
35.	Zoethout, G. Neu entwickelte Elektroden fur Hartpanzerung von Ver-schleifistellen und Anwendungsbeispiele aus der Industrie der Steine und Erden, Aufbereitungs-Technik 10, 1966, p. 632.
36.	Боганов А. И. Механическое оборудование цементных заводов. М„ Промстройиздат, 1955, Есть изд. 2-е: М„ Машгиз, 1961, 384 с.
37.	Erhardt, Н. Overload Safety Devices of Crushers, Symposium on Size Reduction Verlag Chemie, Weinheim (BRD), 1962, p. 272—282.
38.	Giesking, D. H. Jaw Crusher Capacities (Blake Type), Mining Transactions, Vol. 184, p. 239—246.
39.	Ahrends, 1., Cieslinski, W. Technologia Cementu, Warsaw 1956.
40.	Fuller Company, Catasauqua, Pa., Bulletin TCB-4 5M 4-69.
41.	Товаров В. В. Методы расчета производительности мельничных агрегатов цементной промышленности. — Труды Гипроцемента, вып. 9, 1948. Определение характеристик размалываемости материалов. М., ЦБТИ ВНИИНСМ, 1959; см. также [36].
41а. Niewiadomski, S. Machinery and Equipment of the Chemical Industry, Warsaw 1955, State’s Technical Publications.
42.	Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Bulletin 17 В 7870 A.
43.	Cm. [36].
44.	Лурье Ю. С. Портландцемент. M., Госстройнздат, 1959. Есть изд. 2-е: Л.—М., Госстройнздат, 1963, 393 с.
45.	Traylor Engineering and Manuf. Co., Division of Fuller Company, Allentown, Pa. Bulletin 6637.
46.	Lurje, J. S. Portlandsky Cement, Prague 1963.
47.	Peter, H. VerschleiB an Zerkleinerungsmaschinen, Aufbereitungs-Technik 8, 1966, p. 505—509.
47a. Sobolewski, S. Crushers, Design and Applications.
Katowice 1957.
47b. Bussmeyer, H. Warmewirtschaft in der Zementindustrie, Dresden und Leipzig 1931, p. 51—58.
47с. Rumpf, Н. Kriterien zur Beurteilung von Zerkleinerungsaufgaben, Zement-Kalk-Gips 8, 1966, p. 343—353.
47d. Priemer, J. Untersuchungen zur Prallzerkleinerung von Einzelteilchen, Fortschrittsberichte, VDI-Zeitschrift, Reihe 3, Nr. 5.
47e. Ratburn, D. R., Mok, J. K. American Institute of Mining, Metallurgical and Petroleum Engineers, Denver, Col., Febr. 1970.
47f. Kitschen, L. Neuere Erfahrungen mit Trockenmahlanlagen fiir Eisenerze als Vorbereitung zur Pelletisierung, Aufbereitungs-Technik 6, 1972, p. 360.
47g. Schneider, H., Zeisel, H. G. Der EinfluB der Vorzerkleinerung auf die Mahlung von Zementrohmaterial in der Rohrmiihie—Effect of primary crushing upon cement raw material grinding, Zement-Kalk-Gips 11, 1971, p. 503—505.
47h. Jager, H„ Ulrich, W. Betrachtung fiber die Vermahlung von Eisenerzen im Trockenverfahren, Aufbereitungs-Technik 11, 1968, p. 541.
47i. Schmidt, H. Die Prallzerkleinerung 1. Teil: Grundlagen der Konstruktion eines Hartgestein-Prallbrechers — Size reduction by impact, part 1: Design fundamentals of hard rock impact crusher, Aufbereitungs-Technik 10/1975, p. 538—546.
47j. Erhardt, H. Die Prallzerkleinerung — Betr&chtungen fiber Wirkungswei-se und Auslegung von Prallbrechern—Size reduction by impact — Considerations about, performance and sizing of impact crushers, Aufbereitungs-Technik 10, 11/1962, p. 437—447, 479—490.
47j.l. N. N. One shot drops annual crushing needs, Rock Products, Feb. 1977, p. 53—55.
47k. Der Mechanismus der Prallzerkleinerung — The mechanism of size reduction by impact, Forschungsberichte des Landes NRW Nr. 1059 Y 1962. 47k. 1. Gallus, D. Mobile Buhler-Miag Vorzerkleinerungsanlage — Mobile Btih-ler-Miag precrushing plant, Bfihler-Miag Bulletin.
471. Model Iversuche fiber VerschleiB bei der Druck- und Prallzerkleinerung — Model tests about the wear at size reduction by compression and impact, Bergbau-Archiv 1961, p. 63—90.
47m. Wahl, M., Kantenwein, G., Rzepka, L. Hartzerkleinerung und Versch-leiB—Size reduction and wear, Aufbereitungs-Technik 2, 3/1963, p. 47— 58, 91—111.
48.	Sullivan, J. D. Passage of Solid Particles Through Rotary Cylindrical Kilns, US-Bureau of Mines, Technical Paper No. 384, 1927.
48a. Schott, E. Praktische Untersuchungen an verschiedenen Ofensystemen sowie an Mahlanlagen, Zement-Kalk-Gips 3, 1954, p. 69—77.
48b. Schauer, S., Klovers, E. J. Multifunctional roller mill processes cement raw material, Rock Products 6, 1972, p. 79.
48c. Feige, F. Technische Konzeption des VEB Eichsfelder Zementwerks Deu-na — Technical conception of the nationalized cement plant, Eichsfeld Deuna, Silikattechnik 27, 1976, Vol. 7, p. 219—223.
49.	Drosihn, U, Das neue Klinkerwerk im Werk Amoneburg, Zement-Kalk-Gips 10, 1970, p. 449.
50.	Jipp, R. Das Pralltrocknungsverfahren und seine Anwendung in der Industrie der Steine und Erden, Zement-Kalk-Gips 10, 1957, p. 465.
50a. Rockwood, N. C. Grinding in the Cement Industry, Rock Products 1, 1938, p. 60, Maclean-Hunter Publication, Chicago.
51.	Левенсон Л. Б., Прейгерзон Г. И. Дробление и грохочение полезных ископаемых. М.—Л., Гостоптехиздат, 1940.
52.	Joisel, A. Fractures in Brittle Materials Resulting from Size Reduction, Symposium on Size Reduction, Verlag Chemie, Weinheim (BRD) 1962, p. 49.
53.	Barta, R. Chemie a Technologie Cementu, Prague 1961, p. 359 (см. также Ребиндер П. А. Физико-химическая механика. М., Знание, 1958).
53а. Anselm, W. Ffillungsgrad von Rohrmfihlen, Oefen, Kuhlern usw., Zement-Kalk-Gips 2, 1949, p. 223.
54.	Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1952, p. 221.
446
54a. Bernutat, Р. Der VerschleiB von Mahlkorpern und-Mantelplatten, Zement-Kalk-Gips 9, 1964, p. 397—400.
55.	Barta, R. Chemie a Technologie Cementu, Prague 1961.
56.	Dersnah, W. R. Ball Coating and Grinding Aids, Portland Cement Association, Report MP-80, p. 17, Chicago, Illinois, 1956.
57.	Loveland, R. A. Relation of Ball Load to Clinker Charge in Grinding Mills, Rock Products 10, 1952, p. 96.
58.	Mardulier, F. J. Balance — Key to Mill / Separator Operations, IV. Annual Cement Industry Oper. Seminar, Chicago 1968, p. 66—78.
58a. Scherer, W. Antriebsprobleme bei Schwerkraftmiihlen, Zement-Kalk-Gips 7, 1954, p. 349.
59.	Tonry, R. J. A New Look at Particles in Raw Mixes, Portland Cement Association, Research Report M-173, p. 1—25, Chicago, Illinois 1962.
60.	Bond, F. C. Grinding Ball Size Selection, Mining Engineering 5, 1958.
61.	Borner, H. Mahlkorperzusammensetzung in Rohrmiihlen der Zement- und Kalkindustrie, Zement-Kalk-Gips 8, 1965, p. 420.
61a. Касаткин А. Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. М.— Л., Госхимиздат, изд. 5-е, 1950, 792 с. Есть изд. 9-е, испр., М„ Химия, 1973, 790 с.
61b. Papadakis, М. Recherches sur la Brovabilite de la Matiere, Revue des Materiaux de Conctruction 1957, No. 500, p. 131—139.
62.	Taggart, A. F. Handbook of Mineral Dressing, New York 1948, p. 6—16.
63.	Starke, H. R. Rock Products 6, 1935 p. 40—46.
64.	Slegten, J. Betrachtungen fiber Mahlkorper und Panzerungen, Zement-Kalk-Gips 11, 1964, p. 503.
65.	Cieslinski, W. Satellite Mills, Cement-Wapno-Gips, Warsaw 1971, p. 33, 72, 97, 220.
66.	Негинский M. С. Основы проектирования цементных заводов. М., Промстройиздат, 1955, 320 с.
67.	Jacob, К. Kapazitats-MeBzahlen fiir Rohrmiihlen, Silikattechnik 14, 1963, p. 45—48.
68.	Denver Equipment Co. Denver, Colo., Bulletin No. B2-B34.
69.	The Colorado Fuel and Iron Corp., Bulletin M 161.
69a. Bond, F. C. Crushing and Grinding Calculations, Allis-Chalmers Manufacturing Company, Milwaukee, Wisconsin 1961, Bulletin 07R 9235B, p. 5.
69b. Labahn/Kaminsky: Ratgeber fiir Zementingenieure, 4. Auflage, Bauver-lag, Wiesbaden 1970, p. 138:______
70.	Matouschek, F. VerschleiB von Mantelplatten in Rohrmiihlen, Zement-Kalk-Gips 9, 1960, p. 394.
71.	Peters, K. Mechanochemische Reaktionen, Symposium on Size Reduction, Verlag Chemie, Weinheim (BRD) 1962, p. 78—98.
72.	Веке, В., Opoczky, L, Strukturanderungen bei der Klinkervermahlung zu extremen Feinheiten, Zement-Kalk-Gips 6, 1967, p. 267.
73.	Wesner, A. L., et al. Study of Grinding Ball Wear Employing a Radioactive Tracer Technique, American Institute of Mining Engineers Transactions (Mining), Vol. 217, 1960.
74.	Coates Steel Products Co., Greenville, Illinois, Bulletin.
75.	Nickel, O. Der verschleiBfeste Werkstoff Ni-Hard in der Hartzerkleinerung, Aufbereitungs-Technik 9, 1960, p. 371—384.
76.	Engineering Properties of Ni-Hard, Bulletin, The International Nickel Co., 67 Wall Street, New York, N. Y.
77.	Peter, H. VerschleiB an Zerkleinerungsmaschinen, Aufbereitungs-Technik 8, 1966, p. 505—509.
78.	Verein Deutscher Zementwerke, Tatigkeitsbericht, Diisseldorf 1962.
78a. Drosihn, U. VerschleiB in Rohrmiihlen, Zement-Kalk-Gips 12, 1972, p. 57.1—574.
79.	Drosihn, U. Die VerschleiBprobleme der Rohrmiihlen, Zement-Kalk-Gips 8, 1961, p. 325—338.
447
80.	Surmann, W. Rohrmiihlen und Mahltechnik, Zement-Kalk-Gips 3, 1962, p. 89.
81.	Крыхтин Г. С. В кн.: Справочник по производству цемента. Под ред. И. И. Холина. Госстройиздат, 1963, с. 333—335.
82.	Private Mitteilung— Private communication, Mr. R. Naredi. Malmo. Sweden.
83.	Dettmer, P. B. Trends in the Design of Large Grinding Mills, Mining Engineering 4, 1965, p. 57—63, 5, 1965, p. 68—71.
84.	Schroebler, W. Zementmaschinen-Antriebe — Ubersicht, Zement-Kalk-Gips 2, 1974, p. 41—46.
84a. KHD Industrieanlagen AG, Schriftliche Mitteilung — written communication.
85.	Ackle, W. Wirtschaftlicher Antrieb von grofien Rohrmiihlen (lurch Plane-tengetriebe, Zement-Kalk-Gips 1, 1975, p. 43—50.
86.	Bernutat, P. Zahnkranzgetriebe fur groBe Rohrmiihlen, Verein Deutscher Zementwerke, Tagungsbericht 1973, Zement-Kalk-Gips 6, 1973, p. 300. 86a. Ackle, W. Cement: Drives for ball mills—European stud} compares girth gears with central drives — Zement: Rohrmiihlenantriebe — Europaische Betrachtungen fiber den Vergleicli von Zahnkranz- unci Zentralantrieben, Rock Products Nov. 1976, p. 90—97.
87.	Bellwinkel, A. Entwicklungen im Kugelmiihlenbau, S}mposium on Size Reduction, Verlag Chemie, Weinheim (BRD) 1962, p. 373—384.
87a. Maag Gear Wheel Company, Zurich, Switzerland, written communication— schriftliche Mitteilung.
87b. Posselt, O., G. Bestimmung des Wirkungsgrades eines Symetro-Getrie-bes — Determination of the efficiency of a Symetro gear unit, Zement-Kalk-Gips Sep. 1960, p. 428—429.
87c. F. L. Smidth and Co. A/S, Copenhagen, Denmark, written communication — schriftliche Mitteilung.
88.	Polysius A. G., 4723 Neu Beckum, BRD, Bulletin 1092 E.
89.	Reese, A. Antriebsmotoren fiir groBe Rohrmiihlen, Zement-Kalk-Gips 10, 1965, p. 521.
90.	US Patent No. 3, 272, 444 E. A. Rich et al. to General Electric, Gearless Rotary Mill, Sep. 1966.
90a. Zins, R. Stand und Entwicklung getriebeloser Rohrmiihlenantriebe, Zement-Kalk-Gips 12, 1973, p. 579—582.
91.	Brown, Boveri u. Cie., Baden Schweiz, Referenzliste, Druckschrift Nr. CH-IG 211401 D/E/F.
92.	Bernutat, P. Berechnung optimaler Zahnkranzantriebe, Zement-Kalk-Gips 5, 1966, p. 223.
93.	Dettmer, P. B. Mining Engineering 5, 1968, p. 68.
94.	Deutsche Normen, Normblatt Hartzerkleinerungsmaschinen — Rohrmiihlen DIN 24111, DK 621.926, Deutscher NormenausschuB, Beuth-Vertrieb GmbH, Berlin W 15 und Kbln.
95.	Sprung, S. EinfluB der Miihlenatmosphare auf das Erstarren und die Festigkeit von Zement, Zement-Kalk-Gips 5, 1974, p. 259—267.
95a. Beratungsstelle fiir Stahlverwendung, Merkblatt 365, Feinkornbaustahle fiir geschweiBte Konstruktionen, Diisseldorf, 2. Auflage 1974.
96.	Bernutat. P. Desing of modern tube mills and of mechanical air separators, Cement-Wapno-Gips, Warsaw 5, 1969, p. 131--134.
97.	Duda, W. H. Requirements for Gement Plant Design, Minerals Processing 1, 1964, p. 19—23.
98.	Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Bulletin No. 07 X 9010 B.
99.	Bradley, A. A., Freemantle, A. J., Lloyd, P. J. D. Developments in centrifugal milling, Journal of the South African Institute of Mining and Metallurgy, Johannesburg, South Africa, June 1974, p. 379—387.
100.	Peter, H. Neuere Panzerungen fiir Rohrmuhlen, Zement-Kalk-Gips 8 1967, p. 33.
448
101.	Боганов А. И. Механическое оборудование цементных заводов. См. [36].
102.	Mardulier, F. J., Wightman, D. Z. A simplified method of determining mill retention time, Rock Products International ‘Cement Industry Seminar, Chicago, Illinois, Dec. 1970, p. 49—64.
103.	Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Rotary Grinding Mills, Bulletin.
104.	Веке, В. Silikattechnik 4, 1963, p. 116.
105.	Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953, p. 190.
106.	Jacob, K. Einiges fiber Miihlen, Silikattechnik 5, 1960, p. 235—238.
107.	Kannewurf, A. S. Grindability Standard, Portland Cement Association Report MP-81, Chicago 1956.
108 Portland Cement Association, Research Report MP-104, Skokie, Illinois 1962.
109.	Fineness of Portland Cement by Air Permeability Apparatus ASTM Standards C-204, Philadelphia, Pa. Fineness of Portland Cement by Turbidimeter, ASTM Standards C-115, Philadelphia, Pa.
110.	Czernin, W. Cement Chemistry and Physics, Chemical Publishing Company, New York 1962, p. 50.
111.	Dersnah, W. R. Ball Coating and Grinding Aid, Portland Cement Association Report MP-180, Chicago 1956.
112.	Mardulier, F. J. Make Grinding Aids Work for You, Rock Products 5, 1967, p. 110.
113.	A Study of Grinding Aids, Portland Cement Association, Manufacturing Research Bureau, Report MRB-38, Chicago, Illinois.
114.	Chamber of Mines of South Africa, Research Organization, Richmond, Johannesburg, S. A., Written communication July 7. 1976.
115.	Kuhl, H. Zement-Chemie, Verlag Technik, Berlin 1952, p. 517.
116.	Dersnah, W. R. Ball Coating and Grinding Aid, PCA Report MP-80, Chicago 1956.
117.	Hercules Powder Company, Wilmington, Delaware, Bulletin PC-135.
118.	Crown Zellerbach Corp., Camas, Washington, Bulletin: Grinding Aid for Portland Cement.
118a. Schneider, H. Uber die Verwendung von Mahlhilfen bei der Zementmah-lung, Zement-Kalk-Gips 5, 1969, p. 193.
119.	Pearson, В. M. Fine Grinding in Tube Mills, Rock Products 12, 1952, p. 106.
120.	Ziegler, E. Beeinflussung der Mahlbarkeit von Festkorpern durch Zusatz von oberflachenaktiven Stoffen, Schriftenreihe der Zementindustrie, Heft 19, 1956, Beton-Verlag, Dusseldorf.
121.	Bond, F. C. American Institute of Mining Engineers. Technical Publication 1160, 1940.
122.	Barber, D. R. Theoretical and Experimental Studies of Ball Coating, Portland Cement Association, Research Report M-173, Chicago 1962.
123.	Kannewurf, A. S. Grindability Standard, PCA Report MP-81, Chicago 1956.
124.	Сычев ЛЕ M. Технологические свойства сырьевых цементных шихт. М., Госстройиздат, 1962, 136 с.
125.	Mittag, С. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953, р. 138.
126.	Cornelius, R. J., Callendar, W., Terry, S. Mining Engineering 7, 1969, p. 97—100.
127.	Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953, p. 207.
128.	Rowland, Ch. Grinding Mill Research Improves Efficiency, Rock Products, 1, 1962, p. 112.
129.	Лурье Ю. С. Портландцемент. См. [44].
130.	Gebica, M. Grinding Equipment in the Industry of Binding Materials, Cement-Wapno-Gips 3, Warsaw 1966, p. 71—75.
131.	Mitchell, J. A. Cement Cooling Methods, Portland Cement Association Research Report MP-102, Skokie, Illinois 1963.
132.	Heyd, J. Die Verziige des drehzahlgesteuerten Windsichters, Zement-Kalk-Gips 11, 1962, p. 484—489.
133.	Fuller Company, Catasauqua, Pennsylvania, Bulletin CO-9-3M-11-64. 29—394	449
\
I
134.	Fuller Company, Catasauqua, Pennsylvania, Bulletin CO-12.
135.	Dettmer, P. B. Trends in Design of Large Grinding Mills, Mining Engineering 4, 1965, p. 57—63, 5, 1965, p. 68—71.
136.	Kawasaki Heavy Industries, Ltd., New York and Tokyo, Catalog No. 4821 A, March 1969.
137.	Лурье Ю. С. Портландцемент. См. [44].
138.	Borner, H. Noch einmal: Sichter- oder Verbundmtihle, Zement-Kalk-Gips 4, 1956, p. 153—170
139.	Keil, F. Zement, Herstellung und Eigenschaften, Springer, Berlin 1971.
140.	Bellwinkel, A. Neiizeitliche Mahlaniagen, Zement-Kalk Gips 2, 1959, p. 41—55.
141.	Dettmer, P. B. Trends in the Design of Large Grinding Mills, Mining Engineering 4, 1965, p. 57—63, 5, 1965, p. 68—71.
141a. The IJ. S. Cement Industry — An Economic Report, Portland Cement Association, Skokie, Illinois, October 1974.
142.	Schneider, H. Rohmaterial- und Zementmahlung, Zement-Kalk-Gips 2, 1968, p. 63.
142a. Cembueau, Bulletin 1976, No. 59.
143.	Pierocki, W. Z„ Czerniachowski, W. A. (Moscow): An Economical Model of Closed Circuit Grinding and the Intensification of this Process, Cement-Wapno-Gips 7/8, 1968, p. 201—205, Warsaw (см. также: Черняховский В. А. О наиболее рациональной схеме помола цемента в замкнутом цикле. — Научные сообщения НИИцемента, 1968, № 22 (53), с. 16—21).
143а. Веке, В. Fine grinding and agglomeration — Feinmahlung und Agglomeration cement Technology, London, Nov./Dec. 1976,
143b. Веке, В. Grinding body size and hardening of cement MahlkorpergroBe und Zementerhartung, Cement Technology, London, March/April 1973.
143c. Cleemann, J. Entwicklung der Durchlaufvermahlung—Developments in open circuit grinding, Zement-Kalk-Gips, Feb. 1972, p. 63—66.
144.	Loesche Hartzerkleinerungs- und Zementmaschinen GmbH & Co KG, Informationsschrift LM 17 — LM 50, Jan. 1974.
145.	Hardinge Co., Inc.. York, Pennsylvania, Bulletin No. 17-C.
146.	Peter, H. VerschleiB an Zerkleinerungsmaschinen, Aufbereitungs-Technik 8, 1966, p. 505—509.
147.	Loesche Hartzerkleinerungs- und Zementmaschinen GmbH & Co KG, Bulletin 174.
148.	Combustion Engineering Handbook, New York 1967, p. 16—18.
148a. Schneider, G. Aufbereitungs-Technik 9, 1971, p. 537—549.
148a.1. Tiggesbaumker, P„ Blasczyk, G. Rohmehlmahlanlagen fiir groBe Durch-satzleistungen — Raw mix grinding plants for large throughputs, Zement-Kalk-Gips 4, 1975, p. 156—161.
148a.2. Polysius Review No. 11, Possibilities for the dry grinding of raw materials for cement manufacture Polysius AG, Neubeckum, W. Germany.
148a.3. Zur Steege u. Janich K. G., Neubeckum, W. Germany, Bulletin.
148b. Fahrenwald, A. B. New Tvpe of Grinding Mill, Rock Products 2, 1951, p. 93.
148c. Bradley, A. A. Some Principles of Centrifugal Milling, Third European Symposium on Comminution, Cannes, Oct. 1971, Preprints, Vol. 2, p. 705.
148d. Technische Entwicklung — Verfahrenstechnik der Badischen Anilin-und Sodafabriken, Ludwigshafen, Rhein, BRD.
148e. Vock, F. Moglichkeiten zur spezifischen Leistungssteigerund kontinuier-licher Dispergiermaschinen nach dem Prinzip der Planeten-Kugelmiihle. Drittes Europaisches Symposium «Zerkleinern», Cannes, Okt. 1971, Preprints Vol. 2. p. 725.
148f. Physical Sciences Laboratory, Chamber oi Mines, South Africa.
148g. Joisel, A. Broyeur a Satellites, Revue des Materiaux de Construction No. 493, 1956, p. 234—250.
148h. Centre d’Etudes et de Recherches de 1’Industrie des Liants Hydrauliques, Paris.
450
148i. Юткин Л. А. Электрогидравлический эффект. М.—Л., Машгиз, 1955, 51 с.
148k. Early, Н. С., Dow, W. G. Experimental Studies and Applications of Explosive Pressures Produced by Sparks in Confined Channels, Department of Electrical Engineering, University of Michigan, USA, 1960.
149.	Wecke-Kaminsky: Zement, Dresden — Leipzig 1950, p. 56.
150.	Bauer, W. G. Design Trends in Mechanical Air Separators, Pit and Quarry 12, 1963, p. 109.
151.	Fleck, K. Streu-Windsichter, Zement-Kalk-Gips 11, 1960, p. 501—521.
152.	Sturtevant Mill Company, Boston, Massachussets, Air Separator Operating Instructions.
153.	Bucchi, R., Pescali, E. Untersuchungen uber die Arbeitsweise des Zyklon-Umluftsichters bei der Vermahlung von Zement, Zement-Kalk-Gips 11, 1965, p. 565—573.
154.	Neredi, R. Zementmahlung mit Umlauf, Zement-Kalk-Gips 7, 1964, p. 302—313.
155.	Tanaka, T. Der geschlossene Kreislauf mit normalen Windsichtern, Zement-Kalk-Gips 7, 1958, p. 298—304.
156.	Gebr. Pfeiffer, Barbarossawerke, Kaiserslautern, BRD.
157.	Bucchi, R., Pescali, E. same as reference No. 153.
158.	Gebr. Pfeiffer, Kaiserslautern, Windsichter —Separator Type USF/RS3.
159.	Christian Pfeiffer, Maschinenfabrik Beckum, W. Germany, Schriftliche Mitteilung — written communication.
159a. Janich, H„ J. Der Turbo-Windsichter Typ TSU — ein neuer Umlaufsichter fur hohe Leistungen — The turbo separator type TSU, a new high duty recirculating air separator, Zement-Kalk-Gips Dez. 1969, p. 566—570.
160.	Classifier Test Manual, Portl. Cem. Assn., Bull. MRB-53, Chicago 1954. Universal Road Machinery Co, New York, Bulletin Sturtevant Mill Co., Boston, Mass., Air Separator Operating Instructions.
Pit and Quarry, Handbook, 1963.
160a. Leschonski, K. Kennzeichnung einer Trennung, Ullmanns Encyklopadie der technischen Chemie, Bd. 2, 4. Auflage, p. 35, Verlag Chemie, Weinheim 1972.
160b. Merkblatt MT 28 des Vereins Deutscher Zementwerke: Sichteruntersu-chungen, Dusseldorf 1965.
161.	Gotte, A., Engel, O. VDI-Zeitschrift 100, 4, 1958, p. 147—150.
162.	Trade Mark, Dorr-Oliver, Inc., Stanford, Connecticut.
163.	Dorr-Oliver, Written communication.
163a. Jordan, G. Die Methodik des Mischbettverfahrens und seine Anwendung in der Zementindustrie, Zement-Kalk-Gips 6, 1968, p. 252—257.
163b. Weddig, H. J. Methoden des Auf- und Abbaues von Schiittguthalden, Aufbereitungs-Technik 6, 1971, p. 328—336.
163c. Weislehner, G. Bau und Betrieb einer Mischbettanlage ffir Mergel, Zement-Kalk-Gips 2, 1971, p. 61—65.
163d. Bemelman, W. Rohmaterialmischbetten. Zement-Kalk-Gips 7, 1966, p. 300—302.
163e. Buzzi, S. Zusammhang und Einflufi der Vorhomogenisierungsverfahren auf die Mischungssteuerung der Zementrohmaterialien durch Rontgenfluo-reszenzanalyse und Digitalrechner, Zement-Kalk-Gips 1, 1969, p. 10—15.
163f. Sillem, H. Rohstoffgewinnung, TiefreiBer, Fahrbrecher, Mischbetten, Zement-Kalk-Gips 2, 1968, p. 56—62.
163g. Gusek, H., Kleis, B. Erfahrungen beim VergleichmaBigen von Schlacken-sand, Zement-Kalk-Gips 1, 1973, p. 14—31.
163h. Pohlig-Heckel-Bleichert, Koln, W. Germany;
Reclaiming Scrapers, Bulletin PHB 9-5-132 e.
Bridge Scraper, Bulletin C 13 107 e.
Bulletin PHB C 13 114.
163i. Gustav Schade, Dortmund, W. Germany, Druckschriften: Portalkratzer. Kratzlader.
29*
451
163j. MIAG, Braunschweig, W. Germany, Homogenization by Miag Reclaiming Scrapers, Bulletin 126 810.
163k. Hewitt-Robins, Los Angeles, Bed Blending Systems, Bull. BBS-1-5-G-574. 1631. Ameco S. A. Machinery Div. of the Swedish Match Group, Bulletin. 163m. Snow, F. O. Bed Blending Systems in the Cement Industry, 4th Annual Cement Industry Operations Seminar (Rock Products), December 1—4. 1968, Chicago, Illinois.
163n. Matthews, C. W. Stockpiling of Materials, Rock Products’ Special Publication, Chicago, Illinois.
163o. Hasler, R. Influence of Primary Raw Material and Raw Meal Quality on Layout and Automation, Rock Products 10th International Cement Industry Seminar, Dec. 8—11, 1974, Chicago, Illinois.
163p. Blatton, B., Brandtner, K. Gegeniiberstellung verschiedener Bauformen von Mischbettanlagen fiir Rohmateriallager in der Zementindustrie — Comparision of different types of batch-mixing plants for raw material storing in the cement industry, Aufbereitungs-Technik 11, 1974, p. 626—629.
163q. Kamm, K- Rohmateriallagerung mit Homogenisiereffekt — Raw material storing with homogenizing effect, Aufbereitungs-Technik 11, 1974, p. 620—625.
163r. Reuss, A. Prehomogenization of raw materials in the cement industry, Cement-Wapno-Gips 12, Warsaw 1970, p. 345—350.
164.	Wiegmann, D. Die pneumatische Homogenisierung pulverformiger Stoffe, Ausbereitungs-Technik 2, 1965, p. 79—83.
165.	Grapengiesser, C. J. Eine neuartige Beliiftungseinheit fiir beliiftete Siloboden, Zement-Kalk-Gips 5, 1969, p. 218—221.
166.	Fuller Company, Catasauqua, Pennsylvania, Bulletin B-2.
167.	Jackson, W. S. Continuous Series Air Blending, Rock Products Cement Industry Seminar, Chicago 1968, p. 7—22.
168.	Klein, H. Betrachtungen iiber diskontinuierliche und kontinuierliche Misch-und Homogenisierverfahren, Aufbereitungs-Technik 6, 1971, p. 324—327. Gesetzmafiigkeiten bei der pneumatischen Homogenisierung, Zement-Kalk-Gips 9, 1962, p. 399—402.
169.	Rober, H., Schicker, G. Silikattechnik 6, 1959, p. 307—309.
170.	Grabler, G. Verfahren zur kontinuierlichen Homogenisierung von Roh-mehl in einem Schweizer Zementwerk—Process for continuous homogenizing of raw mix in a Swiss cement plant, Aufbereitungs-Technik Nov. 1975, p. 601—604.
171.	Veh, P. O. Vom Wesen der Kohlenstaubflamme, Radex-Rundschau, Vol. 4, 1951, Radenthein, Karnten, Austria.
172.	Gumz, W. Kurzes Handbuch der Brennstoff- und Feuerungstechnik, Berlin 1953.
173.	Schack, A. Der industrielle Warmeiibergang, Dusseldorf 1966.
174.	Hansen, W. Olfeuerungen, Springer Verlag Berlin—New York 1970.
174a. Walberg, H. S. The application of natural gas for clinker burning, Cement-Wapno-Gips (Warsaw), No. 11, 1967, p. 331—337 (см. также: Вальберг Г. С. Природный газ в цементной промышленности. М., Госстройиздат, 1962, 172 с; Вальберг Г. С., Мефодовский В. А., Гринер И. К. Интенсификация производства цемента (Обжиг клинкера). М., Стройиздат, 1971, 145с.).
174b. Bohmke, К. Kohle und Zement, Bauverlag, Wiesbaden 1958, p. 90.
174c. Anselm, W. Der Drehofen, Bauverlag, Wiesbaden 1954, p. 40.
174d. Pillard Olfeuerung GMBH — Rotary Kiln Burner, Bulletin.
175.	Clarke, L., Davidson, R. L. Process Engineering Calculations, McGraw-Hill, New York 1962.
176.	Kurdowski, W. Die Modernisierung von NaBdrehofen, Cenient-Wapno-Gips, Warsaw, 7—8, 1964, p. 170—177.
177.	Bohman, W. Neigung und Drehzahl von Drehofen, Zement (Berlin) 31, 1942, p. 292.
178.	Астафьев К. H. Новый способ повышения производительности вращающихся печей. — Промышленность строительных материалов, 1954, 452
Хх
ч
№ 50, с. 4. См. также: Использование газа в цементной промышленности. М., Стройиздат, I960.
179.	Sullivan, J. D. Passage of Solid Particles Through Rotary Cylindrical Kilns, US-Bureau of Mines, Technical Paper No. 384, 1927.
180.	Warner, I. Rotary Kiln Loading, Rock Products 5—8—11, 1953.
181.	Seaman, W. C. Chemical Engineering Progress 10, 1951, p. 508.
182.	Bayard, R. A. Chemical and Metallurgical Engineering 52, 1945, p. 100.
:83. Friedman, S. J., Marshall, W. R. Studies in Rotary Drying, Chemical Engineering Progress 8, 1949, p. 482—493, and 9, 1949, p. 573—588.
184.	Барановский В. В., Екимов В. А. Изучение процесса движения материала во вращающейся печи спекания глиноземного производства. — Цветные металлы, № 6, 1962, с. 56—63. См. также: Ходоров Е. И., Шмор-гуненко Н. С. Техника спекания шихт глиноземной промышленности. М., Металлургия, 1978, 320 с.
185.	Ворошилова. П. Современные проблемы сушильной техники. ГОНТИ НКТП СССР, 1938. См. также: Ворошилов А. П. Барабанный сушильный агрегат. Гостехиздат, 1949, 168 с.; Лурье М. Ю. Сушильное дело. Изд. 3-е, Госэнергоиздат, М., 1948, 711 с.
186.	Ходоров Е. И. Движение материала во вращающихся печах. Промстрой-издат, 1957, 64 с. См. также: Ходоров Е. И. — Цемент, 1979, № 12: Мешик А. Ф.— Труды НИИЦемента, 1978, вып. 43; Вердиян М. А., Альбац Б. С., Репин В. П. и др.-—Труды НИИЦемента, 1978, вып. 51; Чеботарев В. Д.— Цемент, 1979, № 12.
187.	Zablotny, W. W. The Movement of the Charge in Rotary Kilns, Przemysl Chemiczny (Chemical Industry), Warsaw 11, 1964, p. 630—638, also International Chemical Engineering, April 1965, p. 360—366.
188.	Rutle, J. Investigation of Material Transport in Wet Process Rotary Kilns by Radio Isotops, Pit and Quarry 7, 1955, p. 120—136.
189.	Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Bulletin No. 22 В 1212.
190.	Vaillant, A. Rotary Kiln Power Calculation, Minerals Processing (Chicago) 2, 1967, p. 24—25.
191.	Beigel, B. Abdichtungen fiir Drehofen, Zement-Kalk-Gips 5, 1971, p. 208—215.
191a. Xeller, H., Johnk, H. Uberwachung, planmaBige Wartung und vorbeugende Instandhaltung bei Laufringen — Inspection, scheduled service, and preventive maintenance of rotary kiln tires, Zement-Kalk-Gips Dez. 1976, p. 557—564.
191b. F. L. Smidth and Co. A/S, Copenhagen, Dry Process Kilns, Bulletin No. 1033E.
192.	Stanoch, W. Drehofenbrenner fiir Kohlenstaub, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 6, 1972, p. 161—165.
192a. Ruhland, W. Ober die Lange von Kohlenstaubflammen in Drehofen, Beton-Verlag GMBH, Dusseldorf 1965.
193.	Coen Company, Combustion Engineers, Burlingame, California, Bulletin.
194.	Astrosonics Co., Inc., Syosett, Long Island, New York.
195.	Gudkow, L W., Wolkonski, B. W. (Moscow). The Advantage of the Dry Production Method, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 1, 1969, p. 12—15 (см. также: Гудков Л. В., Кузнецов Б. Б., Михайлов В. В. Резервы снижения энергозатрат в цементной промышленности. М., Стройиздат, 1971. 93 с.; Волконский Б. В., Лойко Л. М., Лянгузов К- В., Мороз И. К. Производство цемента по сухому способу. М., Стройиздат, 1971, 204 с.).
196.	Budnikoff, Р. Р., Azelickaja, R. D. (Moscow): The Influence of Raw Mix Preparation on the Quality of the Resulting Cement, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 11, 1964, p. 285—289. (см. также: Азелицкая P. Д. Исследование процессов обжига и твердения щелочесодержащих цементов. Автореф. докт. дисс., Новочеркасск, политехи, ин-т, Новочеркасск, 1966).
197.	Duda, W. Н. ProzeBrechner und Rontgenfluoreszenzanalyse als Hilfsmittel fflr die Proportionierung von Zementrohstoffen, Tonindustrie Zeitung und Keramische Rundschau (Goslar, BRD) 9, 1969, p. 309—314.
453
198.	Voigtlander, О. Eine Gegeniiberstellung der Wirtschaftlichkeit der beiden Aufbereitungsverfahren der Zementindustrie, Silikattechnisch (Berlin) 6, 1955, p. 255—260.
199.	Rosa, J. (Prague). Comparative Analysis of the Dry and Wet Cement Production Method. Cement-Wapno-Gips (Warsaw)	9—10, 1967,
p. 298—308.
200.	Coulson, D. C. How to Figure Rotary Kiln Capacity, Rock Products 4, 1962, p. 115—119.
201.	Martin, G. Chemical Engineering and Thermodynamics Applied to the Cement Rotary Kiln, London 1932.
202.	Ходоров E. И. Печи цементной промышленности, ч. I. Промстройиздат, 1950. Есть изд. 2-е: Л., Стройиздат, 1968, 456 с.
203.	Legrand, J. Quantite de poussiere emporteets par la ga' traversant un cylindre rotatif, Revue Materiaux Construction No. 544, p. 23—29.
204.	Anselm, W. Modellahnlichkeitsbetrachtungen von Drehofen, Zement-Kalk-Gips 11, 1954, p. 427.
205.	Астанский Л. Ю., Люсов A. H. Полное освоение мощностей—основа увеличения производства цемента. — Цемент, 1965, № 4, с. 1—3,
206.	Jacob, К. Die Lange der NaSdrehofen und ihr Einflufi auf den spezifischen KHnkerdurchsatz, den spezifischen Warmeaufwand und den Warmebela-stungsgrad, Silikattechnik (Berlin) 9, 1957, p. 451—460.
207.	Schumacher, С. P. Thinning Slurries, Nonmetallic Minerals Processing 12, 1962, p. 22—24 (Chicago).
208.	Water Content of Slurry Reduced by Additives, Abstract, Cement and Lime Manufacture (London) 7, 1961, p. 57—58.
209.	Romig, J., Kester, B. Control Slurry Viscosity with Additive, Rock Products 5, 1953, p. 64—67.
210.	Nowak, E., Poleszak, J. Slurry Thinners, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 3, p. 76—88.
211.	Szygocki, A., Stark, Z. Influence of Sodium sulfite on the Viscosity of Slurry, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 7, 1961, p. 241.
212.	Herabsetzung des Wassergehaltes im Bohschlamm, Referat, Zement-Kalk-Gips 6, 1953, p. 346.
213.	Die Viskositat von Rohschlamm, Referat, Zement-Kalk-Gips 7, 1954, p. 185.
214.	Utley, H. F. Carbon Dioxide Gas Used to Thin Slurry, Pit and Quarry (Chicago) 7, 1960, p. 191—193.
215.	Magasrevy, J. Verflussigtmg von Zementrohschlamm bei Mahlung im geschlossenen Kreislauf, Zement-Kalk-Gips 1, 1957, p. 12.
216.	Гугин В. И., Кевеш П. Д. Понижение влажности шлама.—Цемент, 1936, № 10, с. 13—18.
217.	Campbell Chain Company, Pennsylvania, Technical Information Bulletin 151.
218.	Feiser, C. F. Chains, Minerals Processing (Chicago) 5, 1964, p. 20—22.
219.	DeBeus, A. J. Mind Your Chain Dollar, Minerals Processing (Chicago) 10, 1967, p. 12—17.
220.	Bennet, Ch. S. Chain Experience in Wet Process Kilns, Minerals Processing 10, 1967, p. 18—19.
221.	Feiser, C. F. Comments on Kiln Chain Developments in the Cement Industry, Minerals Processing 9, 1967, p. 11—13.
222.	DeBeus, A. J., Narzymski, G. J. Design of Kiln Chain Systems, Rock Products 5, 1966, p. 77—80 and 156.
223.	Drayton, W. E. Know Your Kiln’s Chain System, Rock Products 5, 1972. p. 88—89 and 126.
224.	Mieshik, A. F., Chochlow, W. K. (Moscow): Intensification of the Clinker Burning Procedure in High Capacity Wet Process Rotary Kilns, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 11, 1967, p.	325—331 (см. также Me-
шик А. Ф. Методика расчета винтовой гирляндной цепной завесы для вращающихся печей мокрого способа производства цементного клинкера. М., НИИЦемент, 1963, 33 с.; Хохлов В. К., Штеермаи В. А. Пу
454
ти совершенствования обжига клинкера в цементной промышленности (Обзор). М., ЦНИИТЭстром, 1966, 52 с.).
225.	Топгу, R. J. Heat Transfer Systems for Dry Process Kilns in Cement Manufacturing, Pit and Quarry (Chicago) 7, 1961, p. 151—154.
226.	Goldin, M. L. Rotary Kiln Chain Systems Design Calculations, Cement-Wapno-Gips 11, 1956, p. 253—254.
227.	Washington Chain and Supply Company, Seattle, Wash., Kiln Chain Bulletin.
228.	Dersnah, W. R. Chain System Installations in Cement Kilns, Pit and Quarry 11, 1956, p. 94—104 and 12, p. 118-122.
229.	Esco Corporation, Portland, Oregon, Kiln Chain and Accessories, Catalog 614.
230.	Lashar, W. Maintenance of Kiln Chain, Minerals Processing 9, 1966, p. 19—21.
231.	Ludera, L. Utilization of Rotary Kiln Exit Gases, Cement-Wapno-Gips 4, 1963, p. 97—102.
231a. Shukla, К. K. Designing of Chain Systems for Wet Process Kilns, Cement No. 2, January 1975, Quarterly Journal of the Cement Manufacturers’ Association, Bombay, India, p. 2.
232.	Лурье Ю, С. Портландцемент. См. [44].
232a. Duda, W. H. Simultaneous Production of Cement Clinker and Sulfuric Acid, Minerals Processing 8, 1966, p. 10—13, 26, Chicago, Illinois.
232b. Weber, P. Abwarmeausnutzung bei Trockendrehofen, Zement-Kalk-Gips 5, 1967, p. 214—221.
Huckauf, H.: Abwarmeverwertung bei Zementdrehofen, Silikattechnik 3, 1966, p. 69—75.
233.	Ziegler, E. Stand der Zement-Brennverfahren, Zement-Kalk-Gips 12, 1971, p. 543—553.
234.	Юнг В. H., Бутт Ю. М., Журавлев В. Ф., Окороков С. Д. Технология вяжущих веществ, см. [20]. Временные инструктивные указания по применению водяного охлаждения корпуса зоны спекания вращающихся печей на цементных заводах. Под ред. Ф. Г. Банита. М., Пром-стройиздат, 1952, 54 с.
234а. Niemeyer, Е. A. Umstellung des Zementwerks Lagerdorf von Na8- auf das HalbnaBverfahren, Zement-Kalk-Gips 1, 1975, p. 1—17.
234b. HochdahljO. Erste Betriebsergebnisse einer 3300 t/d- Produktionslinie mit Lepolofen im Werk Lagerdorf, Zement-Kalk-Gips 1, 1975, p. 18—28.
235.	Bohman, R. Neuere Rohmehlvorwarmer fiir Drehofen, Zement-Kalk-Gips 12, 1965, p. 625—630.
236.	Zurakowski, S. Design Parameters of Cyclonic Heat Exchangers, Prze-mysl Chemiczny (Chemical Industry) 8, 1957, p. 474—479, Warsaw.
237.	Masin, M. Present Burning Procedure of Portland Clinker, Stavivo 3, 1966, p. 88—91, Publishers of Technical Literature, Prague, Czechoslovakia.
237a. KHD Industrieanlagen AG, Written communication.
238.	Vogel, R., Schwerdtfeger, I. SchluBfolgerungen aus thermischen Wirkungs-graden von Schwebegaswarmetauschern, Zement-Kalk-Gips 3, 1968, p. 120—123.
239.	Lurje, J. S. Portlandsky Cement, Prague 1963, p. 183.
240.	KHD Industrieanlagen AG, Referenzliste Nr. 3643, 2.72.H.
KHD Industrieanlagen Ref. Nr. HD-4431.
241.	Warmebilanz nach (Heat balance according to): Klockner-Humboldt-Deutz Ref. Nr. HD-4431.
242.	Schroth, G. A, Suspension Preheater System Consumes Less Fuel, Rock Products, 5, 1972, p. 70—74.
243.	Methods and Procedures Used in Identifying Reactive Materials in Concrete, ASTM Proceedings, Vol. 48, 1948, Philadelphia, Pa. USA.
244.	Bosshart, R. A. J. Alkali-Reaktionen des Zuschlags im Beton, Zement-Kalk-Gips 3, 1958, p. 100—108.
455
245.	Goes, C., Keil, F. Uber das Verhalten der Alkalien beim Zementbrennen, Tonindustrie-Zeitung und Keramische Rundschau 6, 1960, p. 125—133.
246.	Mussgnug, G. Beitrag zur Alkalifrage in Schwebegaswarmetauscherofen, Zement-Kalk-Gips 5, 1962, p. 197—204.
247.	Weber, P. Alkaliprobleme und Alkalibeseitigung in warmesparenden Tro-ckendrehofen, Zement-Kalk-Gips 8, 1964, p. 335—344.
248.	Kessler, В. E. Developments of Low-Alkali Processes in Portland Cement, Annual Meeting of American Institute of Mining Engineers 1963, 345 E. 47th Street, New York, N. Y.
249.	Sprung, S. Das Verhalten des Schwefels beim Brennen von Zementklin-ker, Schriftenreihe der Zement-industrie, Vol. 31, 1964, Beton-Verlag GMBH, Dusseldorf.
250.	Calcium Chloride in the Manufacture of Low-Alkali Portland Cement, Solvay Technical Service Report No. 10.61, Syracuse, New York, 1961.
251.	Kapoor, G. K. Flash calcining emphasizes burning zone approach, Rock Products May 1975, p. 101—104.
251a. Warshawsky, J. Conversion of existing kilns to flash calciners 17th lEEE-Cement Industry Technical Conference, Montreal, Canada, May 5—8, 1975.
251b. Fuller Company Catasauqua, Pa. USA, Written communication — schrift-liche Mitteilung.
251c. Warshawsky, J., Porter, E. S. Experience with a kiln bypass in a flash calciner system — Erfahrungen mit einer Bypassanlage in einem Vorkal-zinatorsystem, Paper presented at the VDZ-Internationa Cement Congress, Dusseldorf, W. Germany September 1977.
252.	Goes, C., Keil, F. Uber das Verhalten der Alkalien beim Zementbrennen, Tonindustrie-Zeitung und Keramische Rundschau (Goslar) 6,	1960,
p. 125—133.
252a. Ritzmann, H. Kreislaufe in Drehofensystemen — Cyclic phenomena in rotary kiln systems, Zement-Kalk-Gips 8, 1971, p. 338—343.
253.	Schlauch, R. G.
1.	Method for the Production of Hydraulic Cemenr, US-Patent No. 3,043,703 (1962).
2.	Apparatus for the Production of Hydraulic Cement, US-Patent No. 3,198,247 (1965).
254.	Rechmeier, H. Der ftinfstufige Warmetauscherofen zum Brennen von Klinker aus Kalkstein und Olschiefer, Zement-Kalk-Gips 6, 1970, p. 249— 253.
255.	Itashiki, C., Shijoya, Y. (Japan). Drei Jahre Betriebserfahrungen mit einem 4000 t Warmetauscherofen. VDZ-KongreB 1971, Kongrefibericht p. 116—121, Bauverlag Wiesbaden.
255a. Biihler-Miag Braunschweig, W. Germany, Schriftliche Mitteilung — written communication.
255b. Rossner, P. Der Stand dei Entwicklung des Trockenverfahrens nach dem Prinzip des VEB Zementanlagenbau, Dessau — Present state and development of the dry production process according to the principle of the VEB/ZAB Co., Dessau, Silikattechnik 24, 1973, 7., p. 231—234.
255c. Huckauf, H. Zum Stand der Forschungstatigkeit am ZAB-Vorwarmer und SchluBfolgerungen ffir dessen Weiterentwicklung — Research activity on the ZAB-preheater and conclusions to its further development, Silikattechnik 24, 1973, 8/9, p. 262—264.
255d. Schulze, J., Schwerdtfeger, J. Beurteilung der inneren Vorgange im ZAB-Vorwarmer filr das Zementtrockenverfahren — Assessment of the internal processes of the ZAB-preheater for the dry process cement manufacture, Zement-Kalk-Gips Feb. 1975, p. 72—75.
255e. Morgenstern, W. Untersuchungsergebnisse von Dreh-ofenanlagen nach dem Trockenverfahren — Examination results of rotary kiens for the dry production process, Internationale Tagung fur Baustoffe und Silikate — International conference on construction materials and silicates, Weimar 1973, Vol. 3, p. 67—74.
456
255f. Rossner, P., Feige, F. Schlegel, R. Die Erweiterung des Zementwerkes Karsdorf um vier Produktionsanlagen nach dem Trockenverfahren— Extension of the Karsdorf cement plant by four dry process production lines, Zement-Kalk-Gips Marz 1974, p, 118—123.
255g. Danowski, W., Kieser, J. Chemische Reaktionen im ZAB-Vorwarmer bei hoher Alkalibelastung — Chemical reactions inside the ZAB-preheater under high alkali load, Zement-Kalk-Gips Feb. 1975, p. 68—71.
255h. Danowski, W., Strobel, U. Alkalibelastbarkeitsuntersuchungen in Tro-kenbrennanlagen—Investigating alkali loads in dry process burning installations, Zement-Kalk-Gips 10/1976, p. 458—462.
255i. Locher, F. W., Sprung, S., Opitz, D. Reaktionen im Bereich der Ofengase, Kreislaufe usw.— Reactions associated with kiln gases, cyclic processes, etc. Zement-Kalk-Gips 1/1972, p. 1 —12.
255j. Norbom, H. R. Wet or dry processes kilns for new installations — Na8-oder Trockenofen fur Neubauten, Rock Products 5/1974, p. 92.
255k. Ritzmann, H. How to keep alkalies from stealing preheater efficiency, Rock Products 2/1974, p. 66.
V ,	V t
2551. Pospisilova, B., Pospisil, Z. Alkali problems in rotary kilns with raw mix preheaters — Akaliprobleme in Warmetauscherofen, Stavivo/Pra-gue/1967, p. 46.
255m. Schliiter, H. Verfahren zur Reduzierung von Alkali- und Chlorkreislaufen in Rohmehl WT-Oefen — Reduction of alkali and chlorine cycles in suspension preheater kilns., Zement-Kalk-Gips 1/1972, p. 20—22.
256.	Krupp Bulletin Nr. MS 920 d 046930.
257.	Krupp GMBH, Rheinhausen, W. Germany, Written communication.
258.	Czechoslovak Heavy Industry (Bulletin) No. 2, 1968, Prague.
259.	Zacpal, Z., Filous, J. Entwicklung des Gegenstrom-Schachtaustauschers, System Prerov Machinery, Zement-Kalk-Gips 5, 1971, p. 195—203.
259a. Outline of IHI-SF Cement Clinker Burning Process, Bulletin, Ishikawaji-ma-Karima Heavy Industries Co., Ltd., Tokyo, Japan, 1973.
259b. Cement Clinker Burning System with MFC, Bulletin, Mitsubishi Mining and Cement Company, Ltd., Tokyo, Japan, 1973.
259c. Look Japan (Newspaper), Tokyo, Japan, April 10, 1973, p. 10—11.
259d. Helming, B. Written communication.
259e. Ritzmann, H. The precalcining process of Polysius, Polysius Review, November 1974, Neubeckum, W. Germany.
259f. Prerovske Strojirny n. p. — Prerov Engineering Works, Czechoslovakia, Written communication — schriftliche Mitteilung.
259g. Industrieanlagen AG Humboldt-Wedag, Das Pyroclon-System von Hum-boldt-Wedag, The Pyroclon-system of Humboldt-Wedag, Humboldt-Wedag Bulletin No. 6064.
259h. Herchenbach, H. Modern dry process cement burning with precalcining in the preheater. World Cement Technology, jan./febr., 1977, p. 11—15.
259i. Kawasaki Heavy Industries, Tokyo, Japan, Written communication.
260.	Keil, F. Revue Mater. Constr. Trav. Publ. 503/504, 262, 1957.
261.	Standard Method of Test for Autoclave Expansion of Portland Cement, ASTM Des. C 151-54.
American Standards Association ASA No. A 1.8—1954.
American Association State Highway Officials Standard A.A.S.H.O., No. T-107-54.
262.	Duda, W. H. Portland Cement Clinker Burning, Minerals Processing (Chicago) 8, 1967, p. 16—18.
263.	Lea, F. M. The Chemistry of Cement and Concrete, Edward Arnold Publishers London 1970, p. 150.
264.	Petzold, A. Chemie und Technologie der Bindemittel, Freiberg/Sa. (DDR) 1960, p. 95.
265.	Grzymek, J. Die Beeinflussung der Alitbildung im Portlandzementklin-ker, Silikattechnik 10, 1959, p. 81—86.
265a. Herchenbach, H. Survey of the methods of cement clinker cooling,
457
lEEE-Cement Industry Technical Conference, May 16—19, 1977, Omaha, Nebraska.
266.	Steinbiss, E. Stand und Entwicklung der Klinkerkiihler, Zement-Kalk-Gips 11, 1972, p. 519—529.
266a. Kwech, L. Betriebserfahrungen mit einem Rohrkiihler und erste Betriebsergebnisse mit einem g-Kflhler fiir je 2000 t/d, Zement-Kalk-Gips 9, 1974, p. 405—414.
266b. Kuhle, W. Der Rohrkiihler, ein optimaler Klinkerkiihler, Zement-Kalk-Gips 9, 1974, p. 423—429.
266c. Herchenbach, H. Langjahrige Betriebserfahrungen an einem 2000 t/d Rohrkiihler, Symposium Cement Technology, April, 18—19, 1977, Rio de Janeiro.
267.	The Development of F. L. Smidth and Co., Cement Technology (London) 1—2, 1973, p. 14—19.
268.	Meedom, H. Der neue Unax-Kfihler, VDZ-KongreB 1971, KongreBbericht, p. 129—132, Bauverlag Wiesbaden.
269.	Enkegaard, T. The Modern Planetary Cooler, Cement Technology (London) 3, 1972, p. 45.
269a. Jepsen, O. L. Zementfestigkeiten und ihre Beziehung zur Kiihlgeschwin-digkeit und Kfihlertype—Cement strengths and their relation to cooling rate and cooler type, Zement-Kalk-Gips 2/1976, p. 62—64.
269b. Sylla, H.-M. Einflufi der Klinkerkfihlung auf Erstarren und Festigkeit von Zement—Effect of clinker cooling on the setting and strength of cement, Zement-Kalk-Gips 9/1975, p. 357—362.
270.	Steinbiss, E. Stand und Entwicklung der Klinkerkiihler, Zement-Kalk-Gips 11, 1972, p. 519—529.
270a. Bohman, W. Schriftliche Mitteilung — Written communication.
270b. Diirr, M. Auslegung und Konstruktion von Drehofen mit Planetenkiih-lern — Design and construction of rotary kilns with planetary coolers, Polysius Review Nov. 1973, p. 16—23, Polysius AG, 4723 Neubeckum, W. Germany
271.	Dick, C. J., Schlauch, R. G. A Look at Large Size Clinker Cooler Operations, The Fuller Engineer Vol. 17, No. 3, Fuller Company, Catasauqua, Pa,
272.	Fuller Company, Catasauqua, Pa., Bulletin CO-11.
272a. Polysius AG., Neubeckum, Scriftliche Mitteilung.
273.	Bade, E. Ein neuer Klinker-Gegenstromkiihler zur Verbesserung der Warmewirtschaft des Drehofenprozesses, Walther-Beratherm-Mitteiiun-gen 2, 1969.
274.	Walther-Beratherm GMBH, Koln, W. Germany, Written communication.
275.	Ludera, L. Some Problems Concerning Rotary Kiln Linings, Cement-Wapno-Gips 5, 1967, p. 126—134.
276.	Mettler, H. Die Deformation des Zementdrehofens, Dissertation, Techni-sche Hochschule Aachen (Technical University Aachen), 1968.
277.	Nikander, B. Gesichtspunkte zur Haltbarkeit des Futters in Zementdreh-ofen, Radex-Rundschau 7, 1957, p. 861—867, Osterreichisch-Amerikani-sche Magnesit A. G., Radenthein, Karnten, Austria.
278.	Refractory for Rotary Kilns, Bulletin, Kaiser Refractories and Chemicals, Kaiser Center, Oakland, California.
279.	Dana, E. S. A Textbook of Mineralogy, Wiley and Sons, New York 1953, p. 492 [есть рус. перев. с изд. 1932 г.: Дана Э. С. Описательная минералогия (Справочник). Под ред. А. Е. Ферсмана и О. М. Шубниковой. Л. —М., ОНТИ, 1937, 423 с.].
Список дополнительной литературы1
1.	Акунов В. И. Струйные мельницы. М., Машиностроение, Изд. 2-е, 1967, 263 с.
2.	Андреев С. Е., Товаров В. В., Перов В. А. Закономерности измельчения и исчисление характеристик гранулометрического состава. М., Металлург-издат, 1959, 437 с.
3.	Банит Ф. Г., Крижановский Г. С., Якубович Б. И. Эксплуатация, ремонт и монтаж оборудования промышленности строительных материалов. М., Стройиздат, 1971, 368 с.
4.	Бауман В. А., Стрельцов В. А., Косарев А. И., Слуцкер А. С. Роторные дробилки. М., Машиностроение, 1973, 271 с.
5.	Брюханов О. Н., Мартыщенко Л. Ф. Шнмельфениг В. А. Использование газа в цементной промышленности. Л., Недра, 1968, 167 с.
6.	Данюшевский С. И., Егоров Г. Б., Белов Л. В., Никифоров Ю. В. Основы технологии приготовления портландцементных сырьевых смесей. Л., Стройиздат, 1971, 182 с.
7.	Дешко Ю. И., Креймер М. Б., Крыхтин Г. С. Измельчение материалов в цементной промышленности. Изд. 2-е, М., Стройиздат, 1966, 271 с.
8.	Колобаев Е. Н., Розанов Е. К., Стояновский А. И., Шепелев Н. Н. Достижения науки и техники в цементном машиностроении. Обзор. ЦНИИТЭстром. М., 1975, 49 с.
9.	Контроль цементного производства. Под ред. А. Ф. Семендяева. Изд. 3-е, Л., Стройиздат, т. 1, 1972, 280 с., т. 2, 1974, 304 с.
10.	Копелиович В. М. Экономичное использование мазута в цементной промышленности. Обзор. ВНИИЭСЛУ М., 1977, 49 с.
11.	Краткий справочник технолога цементного завода. Под ред. И. В. Кравченко, Т. Г. Мешик. М., Стройиздат, 1974, 304 с.
12.	Лямин В. Н., Соболь В. Ф. Перспективы развития и технического совершенствования оборудования для производства цемента. Обзор. ЦНИИЭстром, М„ 1974, 41 с.
13.	Машины и оборудование для производства цемента. Каталог-справочник. ЦНИИТЭстром. М„ 1978, 137 с. (см. также М., 1975, 75 с.).
14.	Несвижский О. А., Дешко Ю. И. Справочник механика цементного завода. М., Стройиздат, 1977, 331 с.
15.	Нормы технологического проектирования и технико-экономические показатели цементных заводов. Изд. 2-е, Л., 1975, 129 с.
16.	Пироцкий В. 3. Состояние и направление развития техники измельчения и интенсификации процессов помола цемента. Обзор. ВНИИЭСМ., М., 1973, 65 с.
17.	Равич М. Б. Топливо. М., Наука, 1972, 216 с. Топливо и эффективность его использования. М„ Наука, 1971, 358 с. Поверхностное беспламенное горение. Изд. 3-е, М.—Л., Изд. АН СССР, 1949, 355 с.
18.	Силенок С. Г., Гризак Ю. С., Лысенко В. Д., Нефедов Д. Е. Механическое оборудование для производства вяжущих строительных материалов. М., Машиностроение, 1969, 391 с.
19.	Справочник по проектированию цементных заводов. Под ред. С. И. Да-нюшевского. Л., Стройиздат, 1969, 240 с.
20	Яковчик Г. С. Анализ развития цементного машиностроения за рубежом. Обзор. ЦНИИТЭстром, М„ 1969, 78 с.
'• Добавлен редактором перевода. Включает лишь основные отечественные работы монографического, справочного и обзорного характера.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие редактора перевода	5
Предисловие ко второму изданию	7
Предисловие автора	7
Предисловие издательства	8
1. Сырье	8
1.1.	Карбонатные породы	8
1.2.	Глинистые породы	10
1.3.	Корректирующие добавки	12
1.4.	Дополнительные компоненты сырьевой смеси	12
1.5.	Минералогический состав портландцементного клинкера	16
1.6.	Расчетный минералогический состав клинкера	18
1.7.	Модули цемента	20
1.8.	Формулы для определения содержания извести	22
1.9.	Прочие модули	25
2. Расчет состава сырьевой смеси		25
2.1.	Перекрестный способ расчета	26
2.2.	Расчет по заданному значению гидравлического модуля	26
2.3.	Расчет по заданному значению коэффициента насыщения известью	28
2.4.	Расчет по заданным значениям коэффициента насыщения известью и силикатного модуля	29
2.5.	Расчет количества присаживающейся угольной золы	32
2.6.	Расчет сырьевой смеси, состоящей из четырех компонентов	37
2.7.	Расчет сырьевой смеси по заданному содержанию минералов в клинкере	37
2.8.	Содержание оксидов п расчетный минералогический состав клинкера	42
3. Первичное дробление сырья	44
3.1.	Классификация дробильного оборудования и	способов дроб- 44
ления
3.2.	Степень измельчения	45
3.3.	Образование поверхности и затраты энергии	46
3.4.	Выбор размеров дробилки	47
3.5.	Щековые дробилки	47
3.6.	Конусные дробилки	56
3.7.	Дробилки с крутым профилем	57
3.8.	Короткоконусные дробилки (дробилки Саймонса)	63
3.9.	Валковые дробилки	65
3.10.	Молотковые дробилки	68
3.11.	Дробилки ударно-отражательного действия	75
3.12.	Комбинированные дробилки ударно-отражательного действия 82
3.13.	Ударно-отражательные молотковые дробилки	,	83
3.14.	Первичное дробление в карьере	'	85
4. Сушка сырьевых материалов	87
4.1. Противоточные сушильные барабаны	88
4.2. Прямоточные сушильные барабаны	88
4.3. Выбор сушильного барабана	88
4.4. Виды влаги, содержащейся в сырьевых материалах	89
4.5. Теплообмен	89
4.6. Температура газов	90
4.7. Потери напора	91
4.8. Внутрибарабанные устройства	91
4.9. Степень заполнения сушильного барабана	92
460
Стр.
4,10.	Удельный расход тепла
4.11.	Тепловой баланс сушильного барабана
4.12.	Удельный паросъем
4.13.	Производительность сушильных барабанов
4.14.	Топливо
4.15.	Перемещение материалов в сушильном барабане
4.16.	Совмещение сушки сырья с помолом
4.17.	Совмещение сушки и вторичного дробления сырья
4.18.	Сушильно-помольная установка
4.19.	Сушилка-мельница
4.20.	Мельница «Доппельротатор»
4.21.	Расход энергии в различных сушильно-помольных системах
4.22.	Пылеулавливание при сушке
92
93
93
93
95
96
96
107
108 ПО
114
115
117
5.	Помол при производстве цемента	119
5.1.	Критическая частота вращения мельницы	119
5.2.	Угол подъема мелющих шаров	121
5.3.	Распределение мелющих тел в поперечном сечении мельницы 121
5.4.	Число соударений мелющих шаров за один оборот	122
5.5.	Число соударений шаров с размалываемым материалом	122
5.6.	Коэффициент заполнения мельницы мелющими телами	122
5.7.	Общее количество мелющих тел	123
5.8.	Указания по загрузке мельниц	124
5.9.	Мелющая загрузка и степень заполнения размалываемым ма- 125 тер налом
5.10.	Расчет коэффициента заполнения мельниц мелющими телами 125
5.11.	Формулы для расчета размеров мелющих шаров	127
6.	Удельный расход энергии	130
6.1.	Индекс размалываемости	по Хардгроуву	131
6.2.	Формула Старка	132
6.3.	Мощность, потребляемая	мельницами	132
6.4.	Удельная поверхность и размер частиц (для формулы Бонда) 134
6.5.	Пересчет расхода энергии для помола в открытом цикле	134
6.6.	Производительность шаровых мельниц	135
6.7.	Затраты энергии в различных помольных установках	139
7.	Мелющие шары	139
7.1.	Параметры мелющих шаров	139
7.2.	Химический состав материала мелющих шаров	140
7.3.	Твердость мелющих шаров из легированной закаленной стали 140
7.4.	Износ металла при помоле	141
7.5.	Скорость износа мелющих шаров	141
7.6.	Измельчение с помощью сплава «Нихард»	142
7.7.	Линейная скорость износа хромомолибденовых сталей	143
8.	Приводы мельниц	147
8.1.	Конструкции центральных приводов	147
8.2.	Конструкции периодических приводов с зубчатыми венцами 154
8.3.	Безредукторный привод трубных мельниц	155
9.	Оптимальные размеры корпуса мельницы	159
9.1.	Толщина корпуса мельницы	160
9.2.	Нормы на размеры мельниц	160
9.3.	Днища мельниц	.	161
9.4.	Подшипники мельниц	161
9.5.	Охлаждение подшипников трубных	мельниц	163
9.6.	Форма поверхности броневых	плит	мельниц	164
461
Стр.
9.7.	Крепление броневых плит	166
9.8.	Межкамерные перегородки	167
9.9.	Живое сечение перегородок	169
9.10.	Подпорные кольца	170
9.11.	Продолжительность нахождения размалываемого материала 171 в трубных мельницах
9.12.	Запуск новых мельниц в эксплуатацию	172
10.	Помол цемента	172
10.1.	Удельная поверхность по Вагнеру и Блейну	174
10.2.	Интенсификаторы помола	175
10.3.	Налипание на мелющие тела	176
10.4.	Влияние химического и минералогического состава на разма- 177 лываемость
10.5.	Влияние влажности на процесс помола	179
10.6.	Выделение тепла при помоле	180
10.7.	Охлаждение цемента в процессе помола	182
11.	Удельный объем мельницы и потребляемая мощность	192
11.1.	Соотношение LID трубных мельниц и потребляемая мощность 192
11.2.	Диаметр трубных мельниц и мощность привода	193
11.3.	Капитальные затраты на трубные мельницы	194
11.4.	Технические характеристики помольных установок	194
11.5.	Размеры японских трубных мельниц	199
11.6.	Технические характеристики некоторых цементных мельниц, 200 выпускаемых в СССР и ГДР (помол в открытом цикле)
12.	Помол в замкнутом цикле	200
12.1.	Сравнение производительности мельниц	204
12.2.	Площадь, занимаемая помольными установками	204
12.3.	Сравнение мельниц, работающих в открытом и замкнутом 205 циклах
12.4.	Тонкий помол с помощью малых мелющих тел	206
13.	Роликовые мельницы	207
13.1.	Валковые мельницы Лёше	208
13.2.	Шаровые кольцевые мельницы	211
13.3	Пружинная роликовая мельница Раймонда	213
13.4.	Валковая мельница системы MPS	216
13.5.	Роликовые мельницы фирмы «Полизиус» '	218
13.6.	Запорные устройства газопроводов	220
14.	Способы помола, находящиеся в стадии разработки	222
14.1.	Планетарная шаровая мельница	222
14.2.	Дробление с помощью электрических разрядов	225
15.	Воздушные сепараторы	,	226
15.1.	Соотношение размеров обычных воздушных сепараторов	229
15.2.	Размеры воздушных сепараторов	230
15.3.	Удельные энергозатраты на воздушную сепарацию	231
15.4.	Воздушные сепараторы с контролируемой частотой вращения 231 крыльчатки
15.5.	Размеры и производительность сепараторов с контролируе- 232 мой частотой вращения
15.6.	Количество циркулирующего материала и тонкость помола це- 234 мента
15.7.	Производительность воздушного сепаратора и тонкость помо- 242 ла цемента
462
Стр.
15.8.	Формулы для расчета воздушных сепараторов	243
15.9.	Расход воздуха в сепараторе	247
16.	Мокрый помол в замкнутом цикле	248
16.1.	Примеры работы сит DSM	250
16.2.	Система помола с применением сит DSM	250
16.3.	Эксплуатация сит DSM	250
16.4.	Цементный сырьевой шлам (физические характеристики)	253
17.	Предварительная гомогенизация	253
18.	Пневматическая гомогенизация сырьевой	муки	259
18.1.	Система фирмы «Фуллер»	260
18.2	Система фирмы «Полизиус»	263
18.3.	Способ усреднения полосами (объединения SKET/ZAB, ГДР) 264
18.4.	Гейзерный способ усреднения	264
18.5.	Способы Мёллера (фирма «Йоханнес Мёллер», Гамбург,ФРГ)	264
18.6.	Система с центральной камерой (IBAU, Гамбург, ФРГ)	267
18.7.	Способ гомогенизации в силосе со смесительной камерой	270
(фирма «Клаудиус Петерс», Гамбург, ФРГ)
19.	Топливо в цементной промышленности	274
19.1.	Твердое топливо (уголь)	277
19.2.	Жидкое топливо (мазут)	289
19.3.	Газообразное топливо (природный	газ)	299
20.	Вращающиеся печи	305
20.1.	Типы вращающихся печей	307
20.2.	Сжигание топлива во вращающейся печи	324
20.3.	Способы подготовки материала к обжигу во вращающихся 331 печах
20.4.	Обезвоживание сырьевого шлама	337
20.5.	Длинные вращающиеся печи сухого способа производства 347
20.6.	Охлаждение корпуса вращающейся печи	351
20.7.	Охлаждение отходящих газов вращающихся печей	353
20.8.	Печь «Леполь»	355
21.	Суспензионные теплообменники	358
21.1.	Первый патент на циклонный теплообменник	358
21.2.	Циклонный теплообменник фирмы «Гумбольдт»	358
21.3.	Циклонные теплообменники в СССР	363
21.4.	Удельный расход тепла и расход электроэнергии	363
21.5.	Тепловой баланс	364
21.6.	Теплообменники с байпасной системой	365
21.7.	Двух- и пятиступенчатые циклонные теплообменники	370
21.8.	Теплообменники различных систем	372
21.9.	Суспензионные теплообменники с кальцинаторами	381
22.	Охлаждение клинкера	408
22.1.	Скорость охлаждения клинкера	408
22.2.	Влияние охлаждения клинкера на постоянство объема це- 408 мента
22.3.	Влияние охлаждения иа химическую стойкость цемента	409
22.4.	Влияние охлаждения на размалываемость клинкера	410
23.	Клинкерные холодильники	410
23.1.	Барабанные холодильники	412
463
	Стр.
23.2.	Планетарные (рекуператорные) холодильники старой конструкции 23.3.	Планетарные холодильники новой конструкции 23.4.	Колосниковые холодильники (фирмы «Фуллер») 23.5.	Колосниковые холодильники других типов 23.6.	Шахтные холодильники	414 415 424 430 440
Приложение Список литературы Список дополнительной литературы	443 444 459
Вальтер Г. Дуда
ЦЕМЕНТ
Редакция переводных изданий Зав. редакцией М. В. Перевалюк Редактор Т. В. Рютина Мл. редактор Е. А. Дубченко Технический редактор Т. М. Кан Корректоры А. В. Федина, Т. Г. Бросалина
ИБ № 2484
Сдано в набор 29.05.80 Подписано в печать 27.08.80 Формат 60Х90!/||3 д. л. Бумага типографская № 1 Гарнитура «Литературная». Печать высокая. Усл. печ. л. 29 Печ. л. 29 Уч-изд. л. 30,94 Тираж 6000 экз. Изд. № AVI—8378 Зак. № 394. Цена 2 р. 40 к.
Стройиздат, 101442, Москва, Каляевская, 23а.
Владимирская типография «Союзполиграфпрома» при Государственном комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
600000, г. Владимир, Октябрьский проспект, д. 7
ОПЕЧАТКИ
Страница	Строка	Напечатано	Следует читать
127	4-я сверху	999	969
(табл. 5.10.3)	3-я сверху	9515,7	515,7
276	2-я сверху	372 фунта	327 фунтов
(табл. 19.2) 299	2-я снизу	с8н8+	С3+
333	12-я снизу	300 ккал	1300 ккал