/
Author: Дешко Ю.И. Креймер М.Б. Огаркова Т.А.
Tags: строительные материалы теплотехника промышленные печи промышленное производство
Year: 1966
Text
МИНИСТЕРСТВО ПРОМЫШЛЕННОСТИ СТРОИТЕЛЬНЫХ
МАТЕРИАЛОВ СССР
ВСЕСОЮЗНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ СПЕЦИАЛЬНОЕ БЮРО
ПО ПРОВЕДЕНИЮ ПУСКОНАЛАДОЧНЫХ И ПРОЕКТНО-КОНСТРУКТОРСКИХ РАБОТ
В ЦЕМЕНТНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ
ОРГПРОЕКТЦЕМЕНТ
Ю. И. Дешко, М. Б. Креймер, Т. А. Огаркова
НАЛАДКА
и теплотехнические испытания
вращающихся печей
на цементных заводах
Издание второе, переработанное и дополненное
ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
Москва — 1966
ВВЕДЕНИЕ
Высокие темпы роста производства цемента в СССР обуслов-
ливают необходимость быстрого и качественного освоения нового
оборудования цементных заводов, а также повышения техничес-
кой культуры его эксплуатации.
В связи с внедрением высокомеханизированных мощных печ-
ных агрегатов для производства цементного клинкера вопросы их
наладки и эксплуатации приобретают все большее значение.
Печной агрегат — главное звено комплексного хозяйства це-
ментного завода, от его надежной и экономичной работы зависит
работа всего предприятия.
Стоимость потребляемого печыо топлива составляет около
40% стоимости клинкера. Поэтому правильный режим ее рабо-
ты— необходимое условие получения высоких технико-экономи-
ческих показателей производства цемента.
Основными техническими измерителями эффективности рабо-
ты вращающейся печи принято считать удельные съемы клинке-
ра с 1 Л12 футеровки, с 1 м3 объема печи, с 1 л2 сечения зоны горе-
ния, а также тепловую мощность печи. По этим показателям
можно сравнивать и оценивать работу только однотипных печей.
Следует подчеркнуть, что однозначной зависимости между про-
изводительностью печи и ее размерами существовать не может,
поэтому неправильно было бы устанавливать производственную
мощность вращающихся печей только по удельному съему клин-
кера с единицы объема печи, поверхности футеровки, не учиты-
вая остальных параметров: коэффициента использования, тепло-
вой мощности, производительности, уделыюго расхода условного
топлива и электроэнергии и величины пылеуноса.
Основой для установления технических норм по этим показа-
телям должны быть данные исследования работы печного агре-
гата в целом, в том числе стойкости футеровки, надежности ра-
боты теплообменных устройств, характеристика топлива и обжи-
гаемого материала, а также материальный и тепловой балансы.
Существующий на заводах повседневный текущий контроль
учета выработки клинкера, расхода топлива, а также теплового и
аэродинамического режимов недостаточен для составления ба-
лансов и решения ряда вопросов, связанных с оценкой работы
вращающихся печей. Практика показывает, что для этих целей
1*
— з —
необходимо не реже раза в год в обычных условиях, а также пос-
ле значительных переделок и реконструкции проводить специаль-
ные испытания печи. На основании этих испытаний в случае не-
обходимости проводят наладочные работы, чтобы установить
применительно к конкретным условиям данного цементного заво-
да оптимальный эксплуатационный режим работы печного агре-
гата. Для того чтобы результаты наладки и испытаний аналогич-
ных печных агрегатов можно было бы сравнивать, их нужно про-
водить по одной и той же методике. В основе наладочных работ
лежит анализ связи процессов, происходящих в печи, с учетом
многочисленных определяющих факторов для создания опти-
мального режима работы печи.
Многообразны цели и задачи теплотехнических испытаний
печных агрегатов, конкретные условия заводов и различия в кон-
струкции оборудования. Авторы попытались учесть это и надеют-
ся, что в большинстве случаев читатель найдет в книге сведения,
которые позволят ему правильно организовать наладку и испы-
тания в требуемом объеме и с необходимой точностью.
Авторы книги будут признательны за отзывы и критические
замечания по существу изложенного материала.
ГЛАВА I
НАЛАДКА РАБОТЫ ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ
ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
Получение клинкера во вращающейся печи — результат ряда
процессов: горения топлива, подачи сырьевой смеси, теплообме-
на между горячими газами и сырьевым материалом, клинкеро-
образования, охлаждения клинкера, движения газов и др. Все
эти процессы взаимосвязаны и влияют на основные показатели
работы печи: производительность, удельный расход тепла и
сырья.
Снижение производительности печи может быть вызвано от-
сутствием резерва тяги вследствие недостаточной производитель-
ности и напора дымососа или мощности его привода, а также
значительного подсоса воздуха через неплотности в газовом
тракте за вращающейся печью. Недостаточная тяга в печи мо-
жет быть обусловлена также тем, что из-за образования кольца
в печи, замазывания цепей или других теплообменных устройств,
забивки пылью или шламом газового тракта, обрушения кладки
в пыльной камере или газоходах, плохой газопроницаемости слоя
гранул на решетке Леполь и других причин периодически увели-
чивается сопротивление системы.
В данном случае наладчику следует проверить, соответствует
ли характеристика дымососа характеристике газового тракта, об-
следовать состояние теплообменных устройств и газового тракта
печного агрегата, а затем принять те или иные меры к устране-
нию выявленных ненормальностей.
На производительности печи отражаются нарушения в режи-
ме сжигания топлива и ухудшение его качества, которые в той
или иной мере сказываются на длине и форме факела и на коли-
честве тепла, выделяемого в зоне обжига. Понижение температу-
ры в зоне обжига снижает скорость процессов клинкерообразова-
ния и вынуждает, следовательно, уменьшать питание печи сырь-
евой смесью. Во избежание этого следует повысить тепловое
напряжение и температуру в зоне обжига (в допустимых преде-
лах) путем:
— 5 —
подачи воздуха с минимальным избытком, обеспечивающим
полное сгорание топлива;
уменьшения длины факела юрения за счет более тонкого по-
мола угля и увеличения количества первичного воздуха;
увеличения степени нагрева первичного и вторичного воздуха;
интенсификации смешения топлива с воздухом, особенно при
использовании жидкого и газообразного топлива.
Кроме этого, можно вводить в сырьевую шихту минерализато-
ры (фтористые соединения, сернокислый кальций, окись желе-
за и др.).
Недостаточная тепловая подготовка материала в зоне низких
температур также вызывает снижение производительности. В
этом случае следует интенсифицировать теплопередачу в зоне
сушки и подогрева путем подбора оптимальной цепной завесы и
установки теплообменников, а также получения из сырья проч-
ных гранул.
Повышение температуры и скорости газов в печи тоже интен-
сифицирует теплопередачу. Однако увеличивать производитель-
ность печи, чрезмерно форсируя режим, т. е. повышая скорость
(тягу) и температуру отходящих газов, неэкономично. При этом
увеличивается расход топлива и безвозвратный пылеунос и раз-
рушаются гранулы сырья. Обычно вращающиеся печи работают
с тягой, обеспечивающей коэффициент избытка воздуха в отходя-
щих газах за обрезом печи <х = 1,1-Н, 15.
На производительность печного агрегата влияют колебания
качества сырьевой смеси, а также неоднородность ее состава из-
за плохого перемешивания в бассейнах или силосах.
Особенно сильно отражается на производительности печи из-
менение влажности шлама. От нее зависит распределение техно-
логических зон по длине печи, а следовательно, ее производитель-
ность и расход тепла на обжиг. Колебания влажности шлама мо-
гут быть иногда причиной волнообразного движения материала
вдольПпёчж ~
Недостаточная тонкость помола сырьевой смеси затрудняет
процесс клинкерообразования и может привести к повышенному
содержанию свободной извести в клинкере. В этом случае для
полного спекания клинкера потребуется более длительное выдер-
живание обжигаемого материала в зоне спекания, что обусловит
понижение производительности вращающейся печи [21].
Изменение химического состава шлама, так же как и тонкости
помола сырьевой смеси, сказывается на работе тех зон печи, в ко-
торых происходят химические реакции. Фактический минерало-
гический состав полученного при этом клинкера может не соот-
ветствовать его расчетному составу.
Условия нормальной эксплуатации печи нарушаются при не-
равномерном питании ее сырьевой смесью из-за плохой работы
питателей или слабого контроля за режимом питания. Вызывае-
мые этим колебания слоя материала в печи также нарушают нор-
мальный режим работы всех зон вращающейся печи и снижают
ее производительность.
Перерасход топлива вызывается недостаточным количеством
цепей или других теплообменных устройств, повышенной влаж-
ностью шлама, нарушениями режима горения топлива и работы
печи.
При неравномерном режиме работы возникают чрезмерные
потери тепла при тихих ходах и остановках печи. В данном слу-
чае неполное сгорание топлива возможно даже при достаточном
избытке воздуха из-за снижения температуры в печи и поступле-
ния в зону горения неполностью декарбонизированного сырья.
Результатом неправильного режима сгорания топлива может
быть неполное горение или слишком растянутая зона горения,
что влечет за собой повышение температуры отходящих газов.
Наибольшие потери тепла от химического недожога наблюдают-
ся при сжигании газа и мазута.
Основными причинами, вызывающими повышенный вынос пы-
ли из вращающейся печи, являются неудачно выбранные тепло-
обменные устройства и неравномерный или форсированный ре-
жим работы печи.
Для уменьшения истирания гранул в цепной завесе и сниже-
ния пылеуноса из печи влажность материала при выходе из цеп-
ной зоны должна находиться в пределах 8—12%. На некоторых
цементных заводах, типа Николаевского, используют пластич-
ные, хорошо гранулирующиеся сырьевые материалы. В этих ус-
ловиях при рациональной системе навески цепей, обеспечиваю-
щей частичную очистку газов от пыли в холодном конце печи, и
эффективной работе электрофильтров можно установить такой
режим работы печи, когда при нулевой влажности материала за
цепями величина пылеуноса не будет превышать установленных
нормативов. Материал будет поступать из цепной в последующие
зоны более подготовленным.
В любых случаях должны быть правильно подобраны и раз-
мещены теплообменники в зонах сушки и подогрева материала.
Размеры и конструкция теплообменников, устанавливаемых за
цепной завесой, не должны вызывать разрушения гранул, прохо-
дящих через эти устройства.
Необходим строгий контроль за температурой газов перед
теплообменным устройством и за обрезом печи. Повышать тем-
пературу газов в случае ухудшения сушки материала в цепной
зоне нужно постепенно (со скоростью не более 2 град/мин). Бы-
строе повышение температуры газов в цепной зоне вызывает
чрезмерно интенсивное парообразование внутри влажных гранул
и полное их разрушение. К тому же приводит и неустойчивый
тяго-дутьевой режим. Из-за разрушения гранул и превращения
их в порошок не только резко увеличивается пылеунос. Возможно
также волнообразное движение материала, что вызывает нерав-
номерную нагрузку на зону спекания. При этом возникает необ-
— 7 —
ходимость работы с повышенным тепловым напряжением, что в
свою очередь ускоряет износ футеровки, способствует пережогу
топлива, образованию колец, а также колебаниям качества клин-
кера.
Чем сильнее пылеобразование, тем больше сухой пыли оседа-
ет на влажный шлам в холодном конце печи, а следовательно,
преждевременно теряется текучесть шлама и он плохо продвига-
ется через цепную завесу, образуются комья и шламовые кольца.
Так же нарушается весь процесс обжига в случае пересушки
шлама в зоне цепной завесы и измельчения его цепями в по-
рошок.
В последнее время для стабилизации режима работы печи
применяют автоматическое регулирование процессов обжига
клинкера.
Система автоматического регулирования вращающейся печи
с рекуператорным холодильником, работающей по мокрому спо-
собу производства на газообразном топливе, впервые в нашей
стране разработана и внедрена ЦПКБ треста Севзапмонтажав-
томатика на Себряковском цементном заводе. Опыт работы этого
завода используется и другими цементными заводами.
Стабильность физических и химических свойств шлама и топ-
лива, а также равномерность и постоянство подачи их в печь за-
висят от работы подготовительных (смежных) цехов. Поэтому,
чтобы обеспечить бесперебойное поступление в печь материалов
надлежащего качества, начинать наладку печного агрегата сле-
дует с проверки и соответствующей наладки работы оборудова-
ния сырьевого и топливоподготовительного отделений.
ПИТАНИЕ ПЕЧИ СЫРЬЕВОЙ СМЕСЬЮ
Режим подачи шлама нарушается вследствие изменения его
расхода, физических свойств (влажности и тонкости помола) и
химического состава.
Требования к качеству сырьевой смеси
Ход реакций клинкерообразования и использование тепловой
энергии в процессе обжига зависят от способа измельчения сырь-
евых материалов.
Однако процесс измельчения материалов — весьма энергоем-
кая операция. Тонкое измельчение ведет к снижению производи-
тельности мельниц и увеличению удельного расхода электроэнер-
гии, мелющих тел и бронефутеровки.
Чрезмерно тонкий помол повышает также водопотребность
шлама, что снижает производительность печей и вызывает пере-
расход топлива. Поэтому при наладочных работах важно устано-
вить, каковы пределы целесообразной тонкости помола сырья.
Оптимальная тонкость измельчения для различных видов сы-
рья будет, очевидно, неодинаковой, так как она зависит от его
— 8 —
минералогического состава. Так, для мергелей, в которых кон-
такт между глинистыми и известняковыми частицами более тес-
ный, возможно более грубое измельчение, чем для сырьевой ших-
ты, состоящей из известняка и глины.
Имеющиеся в литературе данные о роли тонкости помола кар-
бонатного компонента свидетельствуют о том, что в смеси не дол-
жно быть зерен известняка крупнее 0,1 мм. В работах О. М. Аст-
реевой [3] указывается, что при крупных зернах известняка в сме-
си образуются гнезда свободной извести, причем часть зерен СаО
не усваивается и рекристаллизуется. Вокруг крупных зерен
кварца возникают гнезда белита. Кварц диффундирует, и
остаются поры. Доступ извести к таким участкам белита за-
труднен. На заводах, использующих запесоченные глины, целе-
сообразно для обогащения глиняного шлама после болтушек
и удаления крупных зерен применять гидроциклоны или дуго-
вое сито.
Для лучшего спекания сырьевой смеси с крупными зернами
кварца некоторые исследователи рекомендуют изменять состав
смеси таким образом, чтобы получать клинкер с возможно более
низким кремнеземным и довольно высоким глиноземным моду-
лями.
Нормативы по химическому составу, тонкости помола и влаж-
ности сырьевой смеси устанавливают с учетом выбранного на
данном заводе рационального минералогического состава клин-
кера. Рациональным считают такой минералогический состав
клинкера, который обеспечивает нормальный ход и полное завер-
шение процесса клинкерообразования при обжиге сырьевой сме-
си, оптимальные условия работы вращающихся печей (высокая
производительность, отсутствие кольцеобразования, сваров,
комьев, устойчивая обмазка на футеровке и др.) и получение
клинкера высокого качества.
Гипроцемент разработал подробный инструктивный материал
по выбору состава клинкера, при котором обеспечиваются: пол-
нота завершения клинкерообразования, оптимальные условия
работы печей и заданное качество цемента [31].
Получают нормальный сырьевой шлам на действующих це-
ментных заводах, периодически корректируя его состав в верти-
кальных шламбассейнах по заданному титру или по коэффици-
енту насыщения и модулям.
Метод корректирования сырьевой смеси по титру при небла-
гоприятном составе сырья ненадежен и не позволяет получить
шлам с заданной величиной КН. Это бывает при неоднородном
по химическому составу сырье; наличии в сырье непостоянного
количества нетитрующейся окиси кальция; наличии в сырье не-
постоянного количества углекислого магния.
Сырьевую смесь в этих случаях рекомендуется корректиро-
вать непосредственно по КН, руководствуясь инструкцией, разра-
ботанной Гипроцементом.
2—2142
— 9 —
Громоздкость периодического корректирования, особенно для
высокопроизводительных вращающихся печей, неоднородность
получаемой сырьевой смеси и сложность автоматизации процесса
обусловили необходимость разработки Южгипроцементом новой
технологии, заключающейся в следующем:
1. Шлам заданного состава получают непрерывным способом.
2. Для получения клинкера заданного состава по двум конт-
рольным величинам нужно регулировать содержание трех основ-
ных составляющих сырьевой смеси: карбонатной, глинистой и
железистой. Чтобы уменьшить необходимую точность дозирова-
ния, а также улучшить условия гидротранспорта, эти материалы
применяют в виде шламов промежуточных составов.
3. Шламы промежуточного состава перед их непрерывным
дозированием, а также готовый шлам заданного состава непре-
рывно усредняют в шламбассейнах большой емкости. При этом
количество шлама, поступающего в бассейн в течение часа, в де-
сятки раз меньше уже находящегося в бассейне, что позволяет
сгладить колебания состава усредняемых шламов.
При неблагоприятном химическом составе сырья в сырьевую
смесь приходится обычно вводить корректирующие добавки.
В некоторых случаях необходимость введения этих добавок мо-
жет быть вызвана не только качеством имеющегося сырья, но и
химическим составом присаживающейся золы топлива.
Корректирующими добавками являются кремнеземистые, гли-
ноземистые и железистые. Первые корректируют состав клинкера
и позволяют получить цементы с заданными свойствами и в от-
дельных случаях устранить кольцеобразование в печах. При этом
надо помнить, что на спекаемости смеси изменение силикатного
модуля сказывается весьма активно. Глиноземистые и, особенно,
железистые добавки широко используют для управления спека-
нием. Повышение содержания глинозема в смеси несколько уве-
личивает количество расплава и, главное, повышает вязкость
расплава. Таким образом, глиноземистые добавки используют
не для улучшения хода химических процессов, а для создания
нормальных условий спекания, с тем чтобы предотвратить обра-
зование комьев, сваров и получить хорошую обмазку.
Вводимые в сырьевую шихту минерализаторы (фтористые
соединения, сернокислый кальций и др.) улучшают условия об-
разования C3S за счет снижения вязкости расплава и повышения
его электропроводности, т. е. улучшают диффузию ионов Са+2 и
(SO4)“4 . С другой стороны, они сказываются на кристаллизации
C3S, так как при введении в расплав различных солей кристал-
лизационная способность расплава возрастает. Использование
минерализаторов изменяет также условия образования обмазки,
колец и сваров.
Качество клинкера зависит не только от химического состава
сырьевой смеси, но и от ряда других факторов, как, например,
минеральной природы сырья, качества, количества и зернового
— 10 —
состава примесей в сырье, избирательного уноса материала из
печи с отходящими газами, накапливания щелочей в систе-
ме и др.
Как известно, источником щелочей в клинкере является гли-
нистый компонент сырьевой смеси и зола твердого топлива.
При высокой температуре в печи силикаты щелочей вступают
во взаимодействие с СаО с образованием силикатов кальция. При
этом большая часть освободившихся щелочей улетучивается, а
остальное количество (около 20—25%) остается в клинкере при
образовании температуростойких соединений: KC23S12, NaCgAa,
K2SO4 и Na2SO4. Щелочи, находящиеся в газообразном состоя-
нии, вступают во взаимодействие с присутствующими в отходя-
щих газах SO2, СО2 и Н2О, образуя сульфаты, карбонаты и гидро-
окиси щелочей. Последние вместе с пылью, уносимой отходящи-
ми газами, поступают в более холодные зоны печи. При темпе-
ратуре ниже 900° С они частично конденсируются на обжигаемом
материале и футеровке печи. Часть осаждающихся щелочей вме-
сте с материалом снова возвращается в горячие зоны печи.
Таким образом, в печи происходит циркуляция щелочей, крат-
ность которой зависит от типа печи, от величины уноса материа-
ла с отходящими газами, а также от принятого способа возврата
пыли в печь.
Увеличение кратности циркуляции щелочей в печи приводит,
как следствие, к увеличению содержания их в клинкере сверх до-
пустимого предела, а следовательно, и к снижению его качества.
Режим питания печи сырьевой смесью
При колебаниях расхода шлама и его влажности толщина
слоя материала в печи становится неравномерной, что нарушает
установившийся температурный режим во всех ее зонах.
Шлам в печь необходимо подавать равномерно с учетом
влажности, т. е. вводить в печь постоянное количество сухого ма-
териала. С этой целью, а также для определения выработки
клинкера составляют таблицу, по которой в соответствии с за-
данной производительностью определяют питание печи шламом
при различной его влажности (табл. 1).
При изменениях влажности шлама в процессе работы печи со-
ответственно изменяют ее питание. Для определения количества
шлама, которое нужно подать в печь, рассчитывают время на-
полнения контрольного бачка:
г.. 3600VgK
G
где V — объем контрольного бачка в л*3;
G — заданная производительность печи в т/ч;
gK — выход клинкера из 1 м3 шлама в т.
2*
— 11 —
Таблица 1
ПРИМЕРНЫЙ РАСЧЕТ ПИТАНИЯ ПЕЧИ
(ВРЕМЕНИ НАПОЛНЕНИЯ ШЛАМОМ КОНТРОЛЬНОГО БАЧКА)
В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ВЛАЖНОСТИ ШЛАМА
И ЗАДАННОЙ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ПО КЛИНКЕРУ*
Влаж- ность U7 в % Удель- ный вес 7 в т[м3 Выход клинкера с 1 м3 шлама qK в Т/М1 Время наполнения шламом контрольного бачка в сек* ** при производительности в т/ч
16 16,5 17 17,5
34 1,68 0,673 31,8/63,5 30,8/61,6 30/60 29,1/58.2
34,5 1,675 0,666 31,6/63,2 30,6/61,2 29,8/59,6 28,9/57,8
35 1,67 0,659 31,3/62,6 30,3/60,6 29,5/59 28,6/57,2
35,5 1,665 0,653 31,1/62,2 30,1/60,2 29,2/58,4 28,3/56,6
36 1,66 0,647 30,8/61,6 29,8/59,6 29/58 28/56
36,5 1,655 0,641 30,5/61 29,5/59 28,7/57,4 27,8/55,6
37 1,65 0,635 30,2/60,4 29,2/58,4 28,4/56,8 27,5/55
37,5 1,645 0,629 29,8/59,6 28.8/57,6 28.1/56,2 27,2/54,4
38 1,64 0,622 29,5/59 28,5/57 27,8/55,6 26,9/53,8
38,5 1,635 0,616 29,2/58,4 28,2/56,4 27,5/55 26,6/53,2
39 1,63 0,61 28,8/57,6 27,8/55,6 27,2/54,4 26,3/52,6
39,5 1,625 0,604 28,5/57 27,5/55 26,9/53,8 26/52
40 1,62 0.598 28,2/56,4 27,2/54,4 26,6/53,2 25,8/51,6
Продолжение табл. 1
Влаж- ность W в % Удель- ный вес у в т/м3 Выход клинкера с 1 м3 шлама о к. в т[м3 Время наполнения шламом контрольного бачка в сек** при производительности в т/ч
18 18.5 19 19,5 20
34 1,68 0,673 28,3/56,6 27,5/55 26,8/53,6 26/52 25,3/50,6
34,5 1,675 0,666 28/56 27,2/54,4 26,5/53 25,8/51.6 25/50
35 1,67 0,659 27,8/55,6 27/54 26,2/52,4 25.5/51 24,6/49,2
35,5 1,665 0,653 27,5/55 26,8/53,6 26/52 25.3/50.6 24,3/48,6
36 1,66 0,647 27,2/54,4 26,5/53 25,8/51,6 25/50 24/48
36,5 1,655 0,641 26,9/53,8 26,2/52,4 25,5/51 24.8/49,6 23,7/47,4
37 1,65 0,635 26,6/53,2 26/52 25,2/50,4 24,5/49 23,5/47
37,5 1,645 0,629 26,4/52,8 25,8/51,6 25/50 24.3/48,6 23,3/46,6
38 1,64 0,622 26,2/52,4 25,5/51 24,8/49,6 24/48 23/46
38,5 1,635 0,616 26/52 25,2/50,4 24,5/49 23.8/47,6 22,8/45,6
39 1,63 0,61 25,7/51,4 25/50 24,3/48,6 23,5/47 22,6/45,2
39,5 1,625 0,604 25.5/51 24,8/49,6 24,1/48,2 23,3/46,6 22,4/44,8
40 1,62 0,598 25,2/50,4 24,5/49 23,8/47,6 23/46 22,2/44,4
* Таблица рассчитана для сырья с п.п.п. 36%. Процент прокаленного
уиоса по отношению к прокаленному сырью и золе топлива составляет 9,75%;
объем контрольного бачка 0,21 м3; удельный расход топлива 0,2 т/м3; WT—
= 10%, А т =20%.
** Слева указано время наполнения шламом контрольного бачка при
полном ходе печи — справа при тихом ходе.
- 12 —
Выход клинкера определяют по формуле
100- U7 100 — П . 100 — у
gK = —юо~(1 + ’
где W — влажность шлама в %;
у— объемный вес шлама в т/м3;
П — потери при прокаливании шлама в %;
g3— количество золы топлива в т на 1 т прокаленного
сырья;
у — процент прокаленного уноса по отношению к прокален-
ному сырью и золе топлива;
= gT(100- IF1) Л?
у (100— W) (100 — П) ’
где gT — удельный расход топлива на 1 м3 шлама в т/л3;
U7T и Лт— соответственно влажность и зольность израсходо-
ванного топлива в %.
Пример расчета применительно к табл. 1 (при влажности
шлама И7=34°/о и заданной производительности 16 т/ч).
0,2(100— 10) 20 nnen7,/T
g3 — -------------------— Ofibvl т/т;
6 1,68(100 — 34) (100—36)
100 — 34 , 100 — 36., . ллсл„. 100 — 9,75 л „
рк = —- 1,68 — (I 4- 0,0507)-------------— 0,673 т/м3;
s 100 100 100
3600 0,21 0,673 .
т = ----------— =28,4 сек.
16
Основную таблицу выхода клинкера составляют с учетом
среднего процента пылеуноса. Для пересчета выхода клинкера
при другой величине пылеуноса вводят следующие переводные
коэффициенты К. (применительно к данным табл. 1):
• Пылеунос в % К Пылеунос в % К
5 1,052 8,5 1,014
5,5 1,047 9 1,01
6 1,041 9,75 1
6,5 1.035 10 0,997
7 1,03 10,5 0,992
7,5 1,025 11 0,986
8 1,019
Для регулирования подачи шлама во вращающиеся печи при-
меняются ковшовые шламовые питатели типа ПШ. Относитель-
ная погрешность при питании вращающейся печи шламом не
должна превышать 2—2,5%.
Необходимую точность питания вращающейся печи шламом
обеспечивает система автоматического регулирования, в которой
используется регулятор типа РШ-2. Регулирование достигается
— 13 —
путем поддержания заданного соотношения между скоростями
вращения печи и двигателя шлампитателя с точностью ±1,5%
при постоянном заполнении ковшей шлампитателя.
Принципиальная схема прибора РШ-2 показана на рис. 1. На
приводах печи и шлампитателя установлены тахогенераторы /
мощностью по 30 вт. Они соединены с таховольтметрами 2, рас-
положенными на щите машиниста. Тахометры показывают ско-
рость вращения печи и питателя. Схема предусматривает воз-
Рис. 1. Схема электрического регулятора питания печи шламом
РШ-2
можность не только автоматического, но и ручного управления
двигателем шлампитателя, которое осуществляется с помощью
винтового реостата 3. При помощи контактов 4 и 5 автоматичес-
кое управление переключается на ручное.
Количество шлама, поступающего в печь, периодически заме-
ряют с помощью прибора КШ-3. При таком определении автома-
тически включается электрический секундомер и одновременно
закрывается выход шлама из контрольного бачка. Когда уровень
шлама в мерном бачке достигает контрольного уровня, электро-
секундомер останавливается и шлам выпускается из бачка.
В дополнение к прибору КШ-3 для контроля за непрерывным
поступлением шлама в печь на щите машиниста должна быть
смонтирована световая сигнализация.
В настоящее время на ряде зарубежных цементных заводов
применяют дополнительное питание вращающихся печей со сто-
— 14 —
роны их головки сырьевой смесью или пылью, уловленной из печ-
ных газов. Сущность этого метода — в дополнительном обжиге
порошкообразного сырья во взвешенном состоянии при неизмен-
ном питании печей шламом с холодного конца.
Частички сырья малого диаметра обладают большой поверх-
ностью тепловосприятия. Во взвешенном состоянии они интен-
сивно омываются горячими газами и налету частично обжигают-
ся. Затем часть их выпадает на основной слой материала, пода-
ваемый с холодного конца печи и откорректированный с учетом
химического состава дополнительно вводимого сырья, перемеши-
вается и взаимодействует с ним, образуя клинкерные минералы.
Однако при подаче порошкообразного сырья в зону горения
вследствие затрат тепла на нагрев и эндотермические реакции
температура факела снижается. Кроме того, ухудшается види-
мость в печи, увеличивается общий пылевынос. Поэтому количе-
ство сырья, которое может быть подано в печь с горячего конца,
ограничено, так как необходимо поддерживать в зоне спекания
температуры, требуемые для завершения процессов клинкерооб-
разования и нормального режима работы печи.
С горячего конца могут быть поданы сырьевая смесь, пыль,
уловленная из печных газов, и глинистые компоненты, в том чис-
ле шлак и корректирующие добавки. Наиболее благоприятным
из них является доменный шлак, который требует меньших зат-
рат тепла, так как полностью прокален и содержит клинкерные
минералы.
В отечественной цементной промышленности вдувание в печь
пылевидного шлака со стороны горячего конца было впервые
осуществлено в 1961 г. на двух печах Руставского цементного за-
вода.
Непрерывная эксплуатация этих печей в течение шести меся-
цев 1963—1964 гг. при дополнительном питании их шлаком в ко-
личестве 3 т/ч показала, что производительность печей повыси-
лась на 14,2% и достигла 22,5 т/ч против 19,7 т!ч при обычном
режиме. Несколько уменьшился удельный расход условного
топлива на обжиг клинкера и повысилась стойкость футеровки в
зоне спекания печей.
СЖИГАНИЕ ТОПЛИВА ВО ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧАХ
В цементной промышленности используют твердое (пылевид-
ное), жидкое (мазут) и газообразное топливо.
Для каждого рода топлива должны быть созданы соответ-
ствующие условия его сжигания, чтобы обеспечить полное сгора-
ние горючей части топлива на определенном участке печи. Для
подачи в печь подготовленного топлива вращающиеся печи обо-
рудуются форсуночными устройствами, придающими факелу не-
обходимое направление и форму.
— 15 —
От характеристики факела зависят длина зоны обжига и ее
положение. С удлинением факела зона обжига также удлиняет-
ся и смещается в глубь печи. Ориентировочно считают, что длина
зоны обжига равна половине длины факела.
Рациональный тип форсунки, место ее установки и условия
работы подбирают с учетом особенностей обжигаемой сырьевой
смеси, конструкции и размеров печи, рода, сорта, состава и струк-
туры топлива. Учитывают также условия подготовки форсуноч-
ного топлива.
Тонко смолотое твердое топливо в виде аэросмеси подается в
печь форсункой. Горение твердого пылевидного топлива происхо-
дит в две стадии: вначале сгорают газообразные продукты (лету-
чие), а затем кокс. Твердое топливо с большим содержанием ле-
тучих воспламеняется на очень близком расстоянии от выхода из
форсунки и горит растянутым пламенем с относительно низкой
температурой в зоне горения. Тощие угли, наоборот, воспламеня-
ются на значительном расстоянии от форсунки и горят высоко-
температурным, коротким, концентрированным пламенем.
Необходимые температура и протяженность зоны горения во
вращающихся печах достигаются сжиганием как смеси в нужной
пропорции тощих и газовых углей (или горючих сланцев), так и
угля одной марки (или горючего сланца) при соответствующем
подборе форсуночного оборудования печи.
Форсунка для сжигания твердого топлива представляет собой
цилиндрическую трубу определенного диаметра, через которую
подается в печь аэросмесь (топливо-)-первичный воздух).
Диаметр форсунки d рассчитывают по заданной скорости вы-
хода аэросмеси из форсунки и количеству первичного воздуха по
формуле
/1,27 V
-------- м,
w
где V — расход первичного воздуха в мй/сек\
w — скорость выхода аэросмеси в м/сек.
Форсуночные устройства должны быть сконструированы та-
ким образом, чтобы можно было регулировать количество пода-
ваемого через них топлива и воздуха, а также перемещать фор-
сунку вдоль печи и изменять угол наклона ее концевой части к
оси печи. Это позволяет изменить тепловую нагрузку печи, тем-
пературную характеристику факела горения, его конфигурацию
и месторасположение. Чтобы избежать односторонней деформа-
ции наконечника от нагрева его слоем выходящего из печи клин-
кера, необходимо поворачивать концевую часть форсунки вок-
руг своей оси.
Предельно допустимая тонкость помола угля характеризует-
ся остатком на сите № 008 в количестве 16—18%. Чтобы обеспе-
чить необходимую температуру горения при повышенной золь-
— 16 —
ности топлива и избежать чрезмерной присадки золы к материа-
лу в зоне горения, необходима более высокая тонкость помола
топлива (8—10% остатка на сите № 008). Этого же следует до-
биваться при незначительном содержании летучих в топливе.
Относительное количество первичного воздуха и скорость его
на выходе из форсунки также зависят от содержания летучих
веществ и золы в угле. Как правило, относительное количество
первичного воздуха должно составлять около 1 % на каждый
процент летучих веществ в топливе. При сжигании углей, бога-
тых летучими, и тем более многозольных, для удаления от обреза
форсунки и сокращения длины зоны горения нужно работать с
повышенным количеством первичного воздуха. Скорость его на
выходе из форсунки должна составлять 70—120 м/сек в зависи-
мости от мощности печи.
Чтобы ускорить воспламенение топлива при сжигании тощих
углей, количество и скорость первичного воздуха должны быть
минимальными.
Для вращающихся печей, характеризующихся низким удель-
ным расходом тепла (с концентраторами шлама, циклонными
теплообменниками и решетками Леполь), особенно важно регу-
лирование соотношения первичного и вторичного воздуха. Объ-
ясняется это тем, что из-за меньшего расхода топлива, а следо-
вательно, и соответственно меньшего расхода воздуха он больше
подогревается в холодильнике. Чтобы не образовывался слиш-
ком короткий факел с очень высокой температурой, для таких
пёчей~нужно меньшее относительное количество первичного воз-
духа и большая скорость выхода его из форсунки. Последнее
достигается путем уменьшения диаметра форсунки.
Один из важнейших факторов, обеспечивающих нормальную
работу печи, — равномерная подача пылевидного топлива. Она
бывает часто затруднена вследствие зависания угля в нижней
части форсуночного бункера или проноса топлива через пита-
тельные устройства. Зависание угля предотвращается эжектором
(конусом), устанавливаемым на выходе из бункера в форсунке
и создающим разрежение в угольной течке. Для устранения про-
носов необходимо поддерживать уровень топлива в бункере в
установленных пределах, не допуская полной его выработки,
и содержать питательные устройства в надлежащем состоянии
(не допускать износа винта шнека или лопастей питателя сверх
допустимого предела). В случае подачи пыли в бункер пневмо-
насосами следует устранять избыточное давление в бункере.
Эффективного горения жидкого топлива можно достичь в том
случае, если имеется возможность регулировать тонкость распы-
ления топлива, быстро и тщательно смешивать его частицы с
воздухом в соотношении, достаточном для полного горения, и со-
здавать необходимые температурные условия в топочном про-
странстве для быстрого подогрева до температуры воспламе-
нения.
— 17
Для этой цели используют форсунки с механическим распи-
ливанием. Они обеспечивают условия горения мазута, близкие
к условиям горения твердого пылевидного топлива. Тонкость
распыла топлива, а следовательно, и длина факела зависят от
давления перед форсункой, диаметра отверстия цилиндрической
части мазутной пробки в форсунке, отношения длины цилиндри-
ческой части пробки к диаметру отверстия, степени закручивания
струи и вязкости мазута при определенной степени его подо-
грева.
Для регулирования производительности форсунок применяют
мазутные пробки с разным диаметром. Степень разбрызгивания
мазута и длина факела зависят от вида распылителя.
До недавнего времени применяли в основном форсунки с
игольчатым распылителем, имеющим винтовые каналы, которые
обеспечивают закручивание струи мазута, подаваемого в печь
(рис. 2). Степень закручивания струи зависит от угла наклона
винтового канала к оси распылителя и от скорости движения
топлива.
В последнее время начинают использовать форсунки, топливо
в которых распыляется с помощью распылителя с тангенциаль-
ным вводом (рис. 3). Опыт применения форсунок этого типа на
Ново-Пашийском цементном заводе показал, что они имеют зна-
чительные преимущества перед прежними. Новая форсунка
позволяет регулировать угол распыла в широких пределах и бо-
лее тонко распылять мазут.
Требуемое распыление мазута достигается при давлении по-
рядка 22—25 ат. Скорость истечения при этом в зависимости от
гидравлического сопротивления форсунки составляет 50—
70 м!сек.
Поступающий в форсунку мазут должен быть достаточно по-
догретым. Холодный (вязкий) мазут резко ухудшает распыле-
ние, а из-за этого неполностью сгорает, выделяя сажу и снижая
температуру факела. Температура подогрева мазута до условной
вязкости порядка 6—8°Э должна составлять 80—95° С в зависи-
мости от его физических свойств.
Если определить вязкость нагретого мазута невозможно, то
мазут марки 60—80—100 следует нагревать до 95° С, а марки
20—40 — до 80° С.
Заданную температуру подогрева нужно поддерживать по-
стоянной. Это способствует полному сжиганию мазута. Длину
факела можно регулировать, изменяя количество и скорость
дутьевого воздуха. Уменьшение количества и скорости дутьевого
воздуха ухудшает смешение воздуха с топливом и удлиняет зону
горения.
Количество первичного воздуха должно составлять 25—35%
общего расхода.
Ниже приводится расчет тангенциальных мазутных фор-
сунок.
— 18 —
Рис. 2. Мазутная игольчатая форсунка
1 — накенечник; 2 — переход; 3 — игла форсунки; 4 — шток; 5 — труба
Рис. 3. Мазутная тангенциальная форсунка
I вариант: / — сопло форсунки; 2—диффузор; 3 — поршень; 4— стакан;
5 — головка форсунки; б— шток; 7 — регулирующее устройство; II вариант:
/ — сопло форсунки; 2—камера завихрения; 3—головка форсунки; 4 — стакан
для поршня; 5 — поршень; б — труба 0 60 мм- 7 — пруток
19 —
Диаметр отверстия форсунки (d0) определяют по формуле
Производительность форсунки
О=860ЙГо д/-^- кг/сек.
Г Ут
Давление, создаваемое перед форсункой,
2й
здесь ут — удельный вес мазута в. кг/л3;
Р — давление мазута перед форсункой в кГ/см1 2 3-,
Q — коэффициент расхода форсунки, равный в среднем
0,94;
Fo— площадь выходного отверстия в м2;
Е,— коэффициент гидравлического сопротивления фор-
сунки (0,15—0,18);
w — скорость выхода мазута из форсунки в м/сек.
Условия сжигания газа в цементообжигательных печах име-
ют ряд специфических особенностей. Нормальный тепловой ре-
жим во вращающейся печи обеспечивает факельное сжигание
газа, особенностью которого является раздельная подача возду-
ха и газа в топочную часть печи, где кроме горения происходит
и смешение горючего газа с воздухом.
Цементные заводы Советского Союза применяют два метода
сжигания газа:
при средних давлениях газа у обреза сопла горелки 1 и высо-
ких условных скоростях (200—400 м/сек при 0°С и 760 мм рт. ст.)
истечения газа из сопла;
при низких давлениях газа (порядка 0,05 кГ/см2) у обреза
сопла горелки и сравнительно малых скоростях (20—70 м/сек
при 0°С и 760 мм рт. ст.) выхода его из сопла горелок.
Газовая горелка низкого давления представляет собой две
концентрично расположенные трубы. Внешняя труба служит для
подвода первичного воздуха, а внутренняя— для газа. В газовой,
а иногда и в воздушной трубах устанавливают спиралеобразные
завихрители. Направление их витков должно быть обратным
вращению печи. Если завихритель устанавливают в воздушной
трубе, то направление витков газового завихрителя должно быть
противоположным направлению витков воздушного. Установка
завихрителей обеспечивает улучшение контакта газовой смеси
1 По «Правилам устройства и эксплуатации газовых сетей городов и на-
селенных пунктов» Государственной газовой технической инспекции Мини-
стерства нефтяной промышленности средним считается давление 0,05—
3 кГ/см2.
— 20 —
с обжигаемым материалом и интенсивность процесса горения за
счет эффективного перемешивания газа с воздухом. Интенсивное
горение и хороший контакт с обжигаемым материалом при уста-
новке завихрителей объясняются тем, что при этом образуется
максимально возможное количество очагов воспламенения за
счет соприкосновения факела с раскаленными поверхностями
как футеровки печи, так и обжигаемого материала.
При сжигании во вращающейся печи газа среднего давления
применяют одноканальные или двухканальные газовые горелки.
При одноканальной газовой горелке первичный воздух подается
по отдельной трубе. Двухканальная газовая горелка среднего
давления представляет собой конструкцию из двух концентрично
расположенных труб: внешней — для первичного воздуха и внут-
ренней — для газа.
В отличие от горелок низкого давления горелки среднего дав-
ления имеют значительно меньший диаметр и работают без за-
вихрителей. Интенсивное смешение газа с воздухом достигается
благодаря высокой степени турбулизации газового потока при
высоких скоростях истечения газа из сопла.
Горелки среднего давления имеют преимущества перед го-
релками низкого давления. При сжигании газа низкого давле-
ния повышенная температура клинкера, поступающего из зоны
охлаждения печи в холодильник, ухудшает условия работы под-
рекуператорной обечайки. Кроме того, из-за близости зоны вос-
пламенения сильно разогревается и быстро выходит из строя
сопло горелки. При сжигании газа среднего давления сопло го-
релки не обгорает, так как длина зоны воспламенения остается
достаточно большой. В этом случае можно работать без дутье-
• вого вентилятора; весь воздух будет проходить через холодиль-
ник, более полно охлаждая клинкер; будет обеспечено лучшее
теплоиспользование и некоторое повышение температуры факе-
ла. Благодаря лучшему охлаждению холодильники меньше из-
нашиваются и создаются условия для повышения производитель-
ности печей.
Исследования процесса сжигания природного газ во вращаю-
щихся печах, проведенные Южгипроцементом на пяти цемент-
ных заводах (табл. 2), показали, что при среднем давлении при-
родного газа выше 0,6 кГ/см2 и скоростях истечения газа выше
250—300 м/сек из одноканальных диффузионных горелок мало-
го диаметра, не имеющих рассекателей и завихрителей, газ впол-
не удовлетворительно смешивается с воздухом. В результате
этого при значениях коэффициента избытка воздуха а>1,05 хи-
мического недожога природного газа практически почти нет, а
при а>1,1 он полностью отсутствует.
Однако в практике работы цементных заводов на природном
газе среднего давления при горелках малого диаметра и доста-
точно высоких скоростях выхода газа из них наблюдаются иног-
да значительный химический недожог газа и вследствие этого —
— 21 —
— 22 —
перерасход топлива. Это объясняется неправильным режимом
сжигания газа. Если при работе вращающихся печей на твердом
топливе длину и положение зоны спекания можно регулировать
путем изменения температуры, количества и скорости подачи
первичного воздуха при неизменном питании пылеугольным топ-
ливом и постоянной тяге, то при одноканальных диффузионных
газовых горелках среднего давления эти возможности ограниче-
ны. Машинист печи может регулировать зону спекания, только
изменяя расход газа и тягу, что приводит к изменению тепловой
мощности печи, к ее работе с большим коэффициентом избытка
воздуха или к химическому недожогу топлива.
Для регулирования положения и длины зоны горения в каж-
дой печи целесообразно устанавливать по две горелки. Несколь-
ко изменяя направление каждой из них и давление газа, можно
добиться некоторого перемещения зоны горения.
При работе на горелках низкого давления с завихрителями
достигают оптимальных размеров и температуры факела в каж-
дом конкретном случае, изменяя расстояние завихрителя от
устья горелки и угол закручивания (шаг винта в завихрителе).
Внутренний диаметр газовой трубы горелки определяют по
количеству расходуемого газа и скорости его на выходе из го-
релки. Эта скорость принимается равной 40—60 м!сек. Внутрен-
ний диаметр воздушней трубы горелки определяют по количе-
ству первичного воздуха и скорости его на выходе из горелки.
Скорость первичного воздуха рекомендуется рассчитывать на
основе зависимости, установленной исследованиями НИИЦемен-
та [43], по которой угол раскрытия факела при прочих равных ус-
Рг
ловиях увеличивается с ростом отношения —t
Рв^в
где рг и ьуг — плотность и скорость газа;
рв и wB — то же, воздуха.
При угле раскрытия факела ~25° указанное отношение равно
0,745. Эту величину и рекомендуется принимать в расчетах го-
релки. Количество первичного воздуха, подаваемого через горел-
ку, должно составлять не менее 30% от общей потребности.
При работе на горелках среднего давления без завихрителей
оптимальные размеры и температура факела для каждого конк-
ретного режима обжига клинкера зависят от скорости газа в об-
резе горелки. Чем больше скорость выхода газа из горелки, тем
короче факел и выше его температура.
Практически установлено, что хорошее перемешивание и пол-
ное сжигание газа при достаточном количестве воздуха достига-
ются при скорости выхода газа из горелки в пределах 250—
400 м)сек. Задаваясь скоростью в указанных пределах, рассчиты-
вают диаметр выходного сопла горелки.
Лабораторией по использованию газа в промышленности Са-
ратовского института Гипрониигаз была разработана и испытана
— 23 —
на группе Вольских цементных заводов газовая горелка ГВП
среднего давления, позволяющая изменять форму и положение
факела в печи (рис. 4). Внутри корпуса 1 горелки вмонтирована
направляющая труба 2, в которую входит завихритель 3 с тан-
генциально расположенными лопатками а. Завихритель при по-
мощи рычага 4 может перемещаться по корпусу горелки и соз-
давать при этом различную степень завихрения газа. Вследствие
этого газовая струя и факел выходят из горелки под различным
углом.
ГВП-01 -оо
ГВП1-01-00
ГВП2-01-00
ГВПЗ-01-00
ГВП4-01-00
До 5000
. 5000
, 12000
, 2000
, 500
От 0.4+3
, 0,4+3
. 0,4+3
. 0,4+3
. 0.4+3
140
140
219
98
60
70
70
120
44
20
443
319
514
319
264
216
208
232
208
по
При необходимости создать удлиненный факел завихритель
выводят на нулевое положение, и тогда газ завихряться не будет
(рис. 4, внизу). Кроме этого, в корпусе горелки на тяге 5 рычага
6 укреплен дроссель 7, который может перемещаться вдоль оси
горелки и в той или иной степени перекрывать выходное отвер-
стие горелки коническим наконечником.
При помощи дросселя можно создать различную скорость вы-
хода газа из горелки при одном и том же расходе газа. Горелки
типа ГВП прошли опытную эксплуатацию на цементных заводах
Вольской группы и на Кувасайском цементном комбинате (Уз-
бекская ССР), где показали сравнительно удовлетворительные
результаты. Они обеспечивают возможность регулирования поло-
жения и формы факела и хорошее смешение газа с воздухом, о
чем свидетельствует почти полное отсутствие недожога в отхо-
дящих газах.
— 24 —
Пример расчета газовой горелки среднего давления
Исходные данные:
расход природного газа 10 800 м3/ч (при 0° С и 760 мм рт. ст.);
температура газа +5° С;
давление газа в магистрали 2 ат;
атмосферное давление 746 мм рт. ст.',
удельный вес газа 0,745 кг/нм3;
коэффициент трения £тр=0,02;
разрежение в головке печи 5 мм вод. ст.;
показатель адиабаты х=1,3;
газовая постоянная Р = 49,5 кГм/кг-град;
истинная удельная теплоемкость газа при постоянном
давлении Ср=0,37 ккал/нм3 • град;
абсолютное давление в головке печи
— 10 332 — 5 = 10 136 кГ/м2:
760
абсолютное давление в цехе
— 10 332= 10 141 кГ/м2.
760
Расчет. При дозвуковой скорости истечения газа из устья горелок абсо-
лютное давление газа в обрезе устья горелки равно давлению в камере сго-
рания, т. е. 1,0136 кГ/см2.
Потери напора от трения определяют из формулы
Р2 — Р2 V2 т
нач кон a Aloof* и /
= 0,0132Етп -у,. -,
L-------------------------------------ьтр Гн 273>2
где РНач и Ркон — абсолютное давление газа в начале и конце участка
газопровода в ат (кГ/см2);
L — длина участка в м;
£тР — коэффициент треиия, который можно принимать рав-
ным для гладких труб 0,02, для труб с небольшой кор-
розией — 0,035.
Местные сопротивл'ёнйя"75'г^еделяют из формулы
2ё
где — коэффициент местного сопротивления (принимается по справочным
данным [26]);
w и у — скорость в м/сек и удельный вес в кг/м3 газа в реальных условиях
(без пересчета на нормальные условия).
Участок I—II
Потеря напора от трения:
-1.01362 10 8002 273 2-4-5
--------= 0,0132-0,02 - и - 0,745 ’
0,2 105 273,2
РНач = 1,0364 кГ /см2;
ЬР= 1,0364— 1,0136 = 0,0228 кГ/см2.
— 25 —
Местное сопротивление в сечении II:
ДРМ = 0,19 0,734 = 884 «Г/л2 = 0,0884 кГ!см\
и ’ 2-9,81
где
0,745-273,2-1,0364 п _о. , ..
у = —-------------------=0,734 кг/м3;
' (273,2 + 5)1,0332
10 800(273,2 + 5) 1,0332 осо _ , „
w =-----------—-—!——---------= 352,7 м сек.
3600-0,12-1,142-273-0,785
Абсолютное значение статического давления газа перед сечением II
будет равно:
1,0364 4- 0,0884 = 1,1248кГ/сл8.
Участок 11—///
Потеря напора от трения:
^4- 1.1248*
= 0,0132-0,02 -1080°2- о,745273’2--;
6,85 13® 273,2
Рна., = 1,303 кГ/см3;
АР = 1,303— 1,1248 = 0,1782«Г/сл2.
Местное сопротивление в сечении III:
ДРм=0,19 *^^0,923 = 298кГ/м3 = 0,0298 кГ/см3,
“ 19,62
0,745-273,2-1,303 А пОО , 3
где у = —---------'—-— = 0,923 кг/м3;
’ (273,2 + 5) 1,0332
10 800-278,2-1,0332 . оо „ ,
w —---------::-------------------= 182,6лгсе«.
3600-0,132-1,303-273,2-0,785
Абсолютное значение статического давления газа перед сечением III:
1,303 + 0,0298 = 1,3328 кГ/см3.
Участок Ill—IV
Потеря напора от трения:
= 0,0132.0,022^ 0,745252;
1,8 15® 273,2
Рнач = 1,354 кГ/см3;
ЛР= 1,354— 1,3328 = 0,0212 кГ/см3.
Местное сопротивление в сечении IV:
ДРы=0,19 — 0,959 = 162 кПм3 = 0,0162 кГ/см*,
19,62
0,745-273,2-1,354 „ пс_ . 3
где у = —-----------------= 0,959 кг/м3;
278,2-1,0332
— 26 —
10 800-278,2-1,0332 lo_ ,
w ------------------:-------------= 132 л!сек.
3600-0,152-1,354-273,2-0,785
Абсолютное значение статического давления:
1,354 + 0,0162 = 1,3702 кПсм*.
Участок IV—V
Потеря напора от трения:
рнач — 1 37022 = 0,0132 - 0,02 ~10 80°; 0,745 ;
3,4 ' 25s 273,2
Рнач "= 1,373 КГ!СМЪ\
ЛР = 1,373— 1,3702 = 0,0028 кГ/см2.
Абсолютное значение статического давления газа перед сечением V со-
ставляет 1,373 кГ/см2.
Итого:
1) потери напора в горелке от трения
0,0228 4- 0,1782 4- 0,0212 4- 0,0028 = 0,225 кПсм*.
2) местные сопротивления
0,0884 4- 0,0298 4- 0,0162 = 0,1344 кГ/см2.
Секундный расход газа при заданных условиях из устья сопла горелки
10 800-278,2-1,0332 о
w =----------------------= 3,12 мР/сек.
3600-273,2-1,0136
Напор, обеспечивающий истечение газа из устья горелки, определяют по
следующей формуле:
1 —
3,12
О,785-0,I2
. 1 .3—1
1 ,013б\--j-g-
1 —
Pl
19 62———49,5-278,2
1,3 — 1
откуда Pi = 1,9 кГ/см2.
Следовательно, полное абсолютное давление в сечении V составит:
Р = 1,9 4- 0,225 4- 0,1344 = 2,2594 кГ!см2 (ат),
или 2,2594—1,0136 = 1,2458am (изб).
ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ ЦЕПНЫХ ЗАВЕС
И МЕТОДИКА ИХ РАСЧЕТА
Тип цепной завесы и количество цепей в большой степени оп-
ределяют производительность вращающейся печи, расход тепла
на обжиг клинкера и запыленность отходящих газов. Цепи явля-
ются одновременно и теплообменным, и пылеулавливающим уст-
ройсТВбй.
— 27 —
Во время вращения печи часть цепей находится в потоке га-
зов, а остальная часть погружена в материал. В начале цепной
зоны шлам налипает на цепи, находящиеся в газовом потоке. Це-
пи в этой части зоны увеличивают поверхность соприкосновения
шлама с горячими газами, а в результате улучшается теплооб-
мен. Когда шлам подсыхает, он теряет пластичность и уже не на-
липает на цепи. С этого момента тепло материалу передается
цепями по регенеративному принципу: цепи нагреваются в га-
зовом потоке и при погружении в материал передают ему тепло.
Наряду с этим материал воспринимает тепло от газов и футе-
ровки.
Газы в цепной зоне обеспыливаются там, где цепи покрыты
влажной пленкой шлама. Процесс этот тем интенсивнее, чем ча-
ще изменяются скорость и направление газов, несущих пыль, и
чем чаще запыленные газы наталкиваются на своем пути на по-
крытые шламом цепи.
Исследованиями НИИЦемента установлено, что газовый по-
ток из зон подогрева и кальцинирования уносит в зону испарения
более 35% материала. При этом количество пыли, осаждающей-
ся в цепной завесе, зависит от системы навески и количества
цепей.
Оптимально выбранная цепная завеса (система навески, ко-
личество цепей, место их расположения в печи, надежное крепле-
ние и т. д.) должна обеспечивать эффективную теплопередачу,
улавливать возможно больше пыли из газового потока, быть
устойчивой к действию высокой температуры, предотвращать
образование шламовых колец, не должна разрушать гранул ма-
териала, наносить повреждения футеровке и препятствовать
прохождению материала.
В связи с тем, что коэффициент теплоотдачи от газового по-
тока к цепям меньше, чем от цепей к материалу, необходимо
стремиться к тому, чтобы цепи дольше находились в газовом по-
токе— над поверхностью материала.
В настоящее время на цементных заводах нашей страны, а
также за рубежом применяют два основных вида цепных завес
для вращающихся печей: цепные завесы, у которых каждая цепь
подвешена только за один конец (свободно висящие), и цепные
завесы, у которых цепи подвешены гирляндами, т. е. за оба
конца.
Свободно висящие цепные завесы могут быть навешены па-
раллельными плоскими рядами — коридорная навеска и со сме-
щением одного конца по отношению к другому по образующей
корпуса печи — шахматная навеска.
Свободно висящие цепные завесы характеризуются длиной
цепи, шагом по осн и количеством цепей в одном ряду по окруж-
ности, плотностью цепной завесы Kv, определяемой отношением
ГЦ/ГФ, где — поверхность цепей в м2 и Гф — поверхность фу-
теровки в цепной зоне в м2; объемным коэффициентом заполне-
— 28 —
ния зоны цепями Kv, определяемым отношением , где —
^Ф
объем цепей в л3 и Уф — внутренний объем печи в цепной зо-
не В Л3.
Гирляндные цепные завесы представляют собой отрезки це-
пей, которые прикреплены к корпусу печи за оба конца и прови-
сают так, что касаются, футеровки без перекатывания и наруше-
ния кривой провисания (в нижнем положении).
В зависимости от пластичности сырьевого материала приме-
няется один из двух вариантов гирляндной цепной завесы — вин-
товая (рис. 5) или кольцевая (рис. 6).
Винтовая гирляндная цепная завеса предназначена для вра-
щающихся печей, работающих на шламе повышенной пластично-
сти с плохой транспортирующей способностью. Точки крепления
отрезков цепей винтовой завесы расположены с осевым и угло-
вым сдвигами по трехзаходному винту.
При такой навеске цепей ряды гирлянд образуют полости,
способствующие интенсивному продвижению материала даже с
очень высокими пластичными свойствами, что исключает возмож-
ность переливания шлама в пыльную камеру.
Печь на участке винтовой цепной завесы футеруют шамотным
кирпичом, укладывая ряды кирпича по винтовой линии. Для уве-
личения стойкости кирпича к корпусу печи приваривают по две
металлические планки на каждом витке и по одному металличес-
кому кольцу в начале и конце зоны.
Кольцевая гирляндная цепная завеса предназначена для пе-
чей, работающих на шламах со средней и низкой пластичностью,
легко транспортирующихся, не образующих шламовых колец.
Точки крепления отрезков цепей кольцевой завесы расположены
в печи по кольцу, кольцевые ряды гирлянд при смещении их на
1/2 шага гирлянды по оси печи перекрещиваются. Угол между
осью печи и направлением цепи в развертке составляет 60°.
Цепные завесы, подвешенные гирляндами, характеризуются:
углом смещения точек подвески цепи по окружности, т. е. централь-
ным углом р между проекциями точек подвески цепей на пло-
скость, перпендикулярную оси печи; углом а между направлени-
ем цепей и осью печи в развертке кожуха; длиной гирлянды; рас-
стоянием от нижней точки гирлянды до внутренней поверхности
печи; количеством цепей в одном ряду по окружности печи или в
одном витке (при винтовой завесе); плотностью цепной завесы
Дц; объемным коэффициентом заполнения зоны цепями Д„. Об
эффективности работы цепной зоны печи целесообразно судить
по количеству влаги, испаряющейся с 1 л3 внутреннего объема
зоны в час и с 1 м2 поверхности цепей. В последнем случае в теп-
лообмене принимает участие также поверхность футеровки этой
зоны. Следовательно, удельную величину влагосъема при этом
целесообразно относить к суммарной поверхности цепей и футе-
ровки.
— 29 —
вращение печо
вращение печо
Рис. 5. Винтовая гирляндная цепная завеса
йИитение материма
Рис. 6. Кольцевая гирляндная цепная завеса
— 30 —
Для анализа работы цепных завес и выбора наиболее эффек-
тивной системы рассмотрим изменение положения цепи, свобод-
но висящей и подвешенной в виде гирлянды, во время одного обо-
рота печи (рис. 7).
Цепи в положении, указанном на рис. 7, а, омываются газо-
вым потоком. На рис. 7,6 мы видим, что свободно висящая цепь
лежит на футеровке, т. е. практически почти не омывается газа-
ми, а следовательно, не улавливает пыли и больше не нагревает-
ся. Цепь, навешенная гирляндой, нагревается омывающими ее
газами.
Рис. 7. Изменение положения свободно висящей (/) и подвешенной
в виде гирлянды (2) цепи во время одного оборота печи
В следующем положении (рис. 7, в) обе цепи погружены в ма-
териал (полностью или частично, в зависимости от длины цепи).
Тепло от цепей передается материалу. Конец свободно висящей
цепи при вращении печи все время скользит по футеровке, а за-
крепленный конец обгоняет его.
На рис. 7, г свободно висящая цепь находится в материале и
затем выходит из него, начиная с закрепленного конца; одна
часть цепи, подвешенная гирляндой, омывается газами, а другая
находится в материале. Таким образом, цикл повторяется непре-
рывно.
Мы видим, что свободно висящая цепь, находясь на футеров-
ке, истирает ее на протяжении всей длины цепной зоны и разру-
шает гранулы. Кроме того, свободно висящая цепь находится в
материале дольше, чем цепь, подвешенная гирляндой. Следова-
тельно, она меньше тепла переносит в материал и улавливает
меньше пыли на участке жидкого шлама. Цепная завеса со сво-
бодно висящими концами, несмотря на простоту навески и отсут-
ствие узлов при обрывах, не удовлетворяет предъявляемым тре-
бованиям.
В зарубежной литературе [69—70] приводятся данные об ис-
парении воды из шлама в зависимости от способа навески цепей
и температуры отходящих газов (рис. 8). Из этого графика вид-
но, что гирлянды намного больше способствуют испарению во-
ды из шлама, чем цепи со свободно висящими концами. Таким
образом, цепи, подвешенные гирляндами, имеют неоспоримые
преимущества.
Следует отметить, что условия работы цепных завес различ-
ных систем во вращающихся цементно-обжигательных печах де-
тально не изучались. Исследования движения материала, прове-
денные Гипроцементом и НИИЦементом на моделях, не отража-
ют влияния многих факторов, с которыми мы сталкиваемся при
эксплуатации печей. Поэтому пользоваться этими данными нужно
с большой осторожностью. Важно и то, что цепные завесы иссле-
довались на «холодной» модели без учета присадки пыли и изме-
нения физического состояния материала по длине цепной зоны
при сушке шлама. Кроме то-
го, цепи навешивались по
всей длине с одинаковой
плотностью. Тем не менее
результаты опытных работ,
проведенных Гипроцементом
и НИИЦементом по модели-
рованию цепных завес раз-
личных систем, позволили
сделать ряд выводов. При
прочих равных условиях гир-
ляндная цепная завеса
меньше тормозит движение
материала (вязкую массу в
2,5 раза, а гранулы в 1,5 ра-
за), чем цепная завеса со
Рис. 8. Зависимость испарительной спо-
собности цепей от способа их навески
1 — гирлянды; 2 — свободно висящие цепи
свободно висящими концами. Движение материала тормозится
сильнее с увеличением коэффициента объемного заполнения печи
цепями. При гирляндной системе навески цепей величина тормо-
жения зависит от угла между направлением гирлянды и осью
печи (в развертке), а также от того, какой конец гирлянды пер-
вым выходит из материала при вращении печи. Чтобы обеспе-
чить нормальное транспортирование материала, направление це-
пей следует согласовывать с направлением вращения печи и дви-
жения материала таким образом, чтобы при вращении печи пер-
вым поднимался из материала горячий конец гирлянды (навеска
по ходу материала).
Следует отметить, что в практике зарубежной цементной про-
мышленности применяют цепные завесы, навешенные гирлянда-
ми в обратном направлении. Подобные цепные завесы были на-
вешены и во вращающихся печах (длиной 127 л) Стерлитамак-
ского, Тимлюйского, Нижне-Тагильского и некоторых других
цементных заводов. При пуске вращающихся печей из-за перели-
вания шлама в холодную камеру гирлянды были перерезаны и
получились свободно висящие концы. Надо полагать, что основ-
ным недостатком этих цепных завес явилось то, что они были за-
проектированы без учета физико-химических свойств сырья и
особенностей ведения процесса обжига клинкера на отдельных
цементных заводах.
По последним зарубежным данным [71], чтобы предотвратить
разбивание и истирание гранул, следует применять гирлянды та-
кой длины и подвешивать их под таким углом к оси печи, чтобы
цепи ложились на футеровку одна рядом с другой. Опытным пу-
тем было установлено, что это условие обеспечивается, если угол
между направлением цепей и осью печи в развертке кожуха со-
ставляет около 60° и гирлянды провисают только до оси печи.
Подобная цепная завеса с расположением точек крепления
гирлянд в печи по кольцу (кольцевая завеса) была навешена на
заводе «Спартак» и на Ленинградском цементном заводе. На за-
воде «Спартак» цепи навешены по ходу материала, на Ленин-
градском — наоборот. В результате навески этих цепных завес на
5% увеличилась часовая производительность на заводе «Спар-
так» и на 8% на Ленинградском заводе. Снижение расхода топ-
лива составило на заводе «Спартак» 14% и на Ленинградском
заводе 8%. Температура отходящих газов снизилась на 100°С.
Пылеунос из печи на заводе «Спартак» уменьшился с 14 до 7%.
В 1962 г. НИИЦемент разработал с учетом отмеченных выше
положений и установил на печах Себряковского цементного заво-
да гирляндную цепную завесу. Однако точки крепления гир-
лянд в печи расположены в виде трехзаходного винта. Длитель-
ная эксплуатация печей с этими завесами показала хорошие ре-
зультаты.
В настоящее время приняты общие основные положения по
проектированию цепных завес и методика их расчета.
При этом выбор типа цепной завесы обусловливается следую-
щими сравнительными данными, полученными в результате ана-
лиза показателей работы вращающихся печей, оборудованных
цепными завесами различных типов. В табл. 3 преимущества от-
мечены плюсом, а недостатки минусом.
Таблица 3
ОСОБЕННОСТИ РАЗЛИЧНЫХ ЦЕПНЫХ ЗАВЕС
Показатели Завесы
гирляндная винтовая гирляндная кольцевая свободно висящая свободнс висящая повышен- ной пл отности
Тепловая эффективность .... Транспортирующая способность (отсутствие переливов шлама в каме- ру, равномерное поступление матери- + 4- — 4-
ала в зону спекания) ++ 4- — —
Сохранение образующихся гранул + 4- — —
Фильтрующая способность . . . Простота конструкции, удобство 4- 4- — —
навески, футеровки -— 4- 4-4- 4—Г
Износ цепей, футеровки .... Гидравлическое сопротивление цеп- 4- +
ной завесы 4- 4- — —
3—2142
— 33
Принятая институтами методика расчета цепных завес изло-
жена ниже.
Общие положения по проектированию гирляндных цепных за-
вес, вытекающие из этой методики, следующие:
1) расстояние от обреза печи до начала цепной завесы для
вращающихся печей размером 4,5X170 м принимается равным
4,5 м; на тех печах, где осталась расширенная часть для навес-
ки цепей в фильтре-подогревателе, это расстояние составляет
5,6 м. Для остальных печей это расстояние равно примерно
1-1,2 Двн;
2) цепная завеса по длине разбивается на два участка: уча-
сток текучего шлама и участок пластичного и твердого гранули-
рованного шлама;
3) длину первого участка определяют по значению критичес-
кой влажности шлама, которую принимают равной 2/з от началь-
ной влажности, с последующим уточнением путем исследования
свойств шлама.
На первом участке навешивают овальные цепи диаметром
25 мм. Плотность завесы на этом участке /Сц=3,8-г-4 м2/м2.
4) длину второго участка рассчитывают в двух вариантах: до
конечной влажности шлама 8% (для малопластичных шламов)
и 0% (для пластичных шламов, способных образовывать проч-
ные гранулы). На этом участке принимаются круглозвенные це-
пи диаметром 25 мм.
При отсутствии качественных круглозвенных цепей на втором
участке допускается навеска овальных цепей. Плотность завесы
Лц^3 м2/м2-,
5) длина цепей на обоих участках должна быть такой, чтобы
они касались футеровки в одной точке;
6) центральный угол между точками подвески цепей прини-
мается 120°. Для цепной завесы с кольцевыми рядами угол про-
екции точек подвески с осью печи составляет около 60°. Угол
между осью печи и винтовой линией для крепления винтовой за-
весы равен 60° (в развертке). Направление винта должно обес-
печивать продвижение материала к горячему концу печи. Поло-
жение цепей должно быть таким, чтобы первым из слоя шлама
выходил горячий конец цепи;
7) винтовую гирляндную цепную завесу навешивают по трех-
заходному винту;
8) на участке цепной завесы с влажностью материала от 8 до
0% целесообразно навешивать цепи из жаростойкой стали.
Цепные завесы, разработанные с учетом этих положе-
ний, установлены на ряде цементных заводов (Себряковском,
Карагандинском, Михайловском и др.) и оказались эффектив-
ными.
На рис. 9—12 представлены номограммы для определения
длины и поверхности гирляндных цепных завес для основных
типов печей в зависимости от исходной влажности шлама.
— 34 —
Рис. 9. Номограмма для определения длины участка и поверхности цепей
цепной завесы в зависимости от влажности шлама для вращающейся
печи диаметром 4,5X170 м
Рис. 10. Номограмма для определения длины участка и поверхности
цепей цепной завесы в зависимости от влажности шлама для вра-
щающейся печи диаметром 4X150 м
3*
— 35 —
Рис. 11. Номограмма для определения длины участка и поверхности
цепей цепной завесы в зависимости от влажности шлама для вра-
щающейся печн диаметром 3,6Х 150 л
Поверхность цепей на участие б мг Влажность шлама б %
Рис. 12. Номограмма для определения длины участка и поверхности
цепей цепной завесы в зависимости от влажности шпама для вра-
щающейся печи диаметром 3,6X3,3X3,6X127 м
— 36 —
В последнее время на некоторых цементных заводах (Нико-
лаевском, Брянском, Бахчисарайском) эффективность свободно
висящей цепной завесы повышают, увеличивая плотность навес-
ки цепей (в среднем Кц=8 м21м2 и Ку=0,03-s-* 0,05 л3/л«3).
При этом значительно повышается гидравлическое сопротив-
ление печи. Связанное с этим повышение напорной характери-
стики дымососа и соответственно расхода электроэнергии эконо-
мически невыгодно и не всегда возможно. При этом также значи-
тельно увеличиваются износ цепей и футеровки и удельный расход
цепей на тонну цемента. Кроме того, с увеличением плотно-
сти навески цепей ухудшаются условия транспортирования в
цепной зоне, что сопровождается переливанием шлама в пыль-
ную камеру, неравномерным поступлением материала в зону спе-
кания, повышенным пылевыносом из печи и др. У свободно вися-
щих цепных завес повышенной плотности есть и достоинства. Это
простота конструкции при монтаже и эксплуатации, исключаю-
щая образование клубков цепей при обрывах их в печи, возмож-
ность обеспечить хорошую подготовку материала в цепной заве-
се, увеличивая ее плотность. Поэтому Южгипроцементом разра-
ботаны и рекомендуются к внедрению на печах размером 5X185
и 7x230 м мощные цепные завесы со свободно висящими кон-
цами.
Основные параметры таких завес приведены в табл. 4, где но-
мера участков указаны по направлению движения материала.
Таблица 4
ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ МОЩНЫХ ЦЕПНЫХ ЗАВЕС
СО СВОБОДНО ВИСЯЩИМИ КОНЦАМИ, РЕКОМЕНДОВАННЫЕ
ЮЖГИПРОЦЕМЕНТОМ
Печь размером 5X185 м Печь размером 7X230 м
Показатели
участки завесы
участки завесы
1 | 2 | 3 | 4 | 5 j всего I | 2 | 3 | 4 | 5
всего
Протяжен-
ность завесы
в .и........
Длина кон-
ца цепи в -и .
Поверхность
цепей вл2..
Плотность
навески в м2/м2
Вес цепей
вт..........
4
3,5
803
13,5
39
10
3,4
1613
10,8
78
12
3,2
799
4,5
39
10 15
2,9 2,6
1122 2448
7,5 10,9
54 120
51
6785
8,9
330
5 12
4,3 4,3
1312 2860
13 11
63 140
17
4,3
1988
5,5
97
18 18
4,3 4,3
2590 3780
126 185
70
12530
8,5
611
В последнее время для навески во вращающихся печах наря-
ду с цепями овальной формы стали применять цепи с круглыми
звеньями, характеризующиеся большой поверхностью на 1 пог. м
— 37 —
длины и более высокой механической прочностью. Характеристи-
ка цепей, применяемых для навески цепной завесы, приведена в
табл. 5 (цепи с овальными звеньями) и в табл. 6 (цепи с круглы-
ми звеньями).
Таблица 5
ХАРАКТЕРИСТИКА ЦЕПЕЙ С ОВАЛЬНЫМИ ЗВЕНЬЯМИ
Диаметр цепной стали в мм Шаг звена цепи в мм Наружная ширина звена в мм Вес 1 пог. м цепи в кг/пог. м Поверх- ность 1 пог. м цепи в м*1пог. м Поверх- ность 1 т цепей в ж8/т Завод - изготовитель
19 63 70 7,62 0,205 26,9 «Стромнор- маль», г. Одесса Лисичанский литейно-мехапи- ческнй
19 63 70 7,6 0,205 27
20 66 75 8,26 0,2.11 25,6 То же
22 71 80 10,46 0,242 23,2 «Стромнор- маль», г. Одесса Лисичанский литейно-механи- ческий
22 71 80 10,42 0,243 23,3
25 79 90 13,02 0,264 20,3 «Стромнор- маль», г. Одесса Лисичанский литейно- механи- ческий
25 79 90 13,02 0,264 20,3
Таблица 6
ХАРАКТЕРИСТИКА ЦЕПЕЙ С КРУГЛЫМИ ЗВЕНЬЯМИ
Диа метр цепной стали в мм Шаг звена цепи в мм Вес 1 пог 1м цепи в кг/пог. м Поверх- ность 1 пог. м цепн в м2/пог. м Поверх- ность 1 т цепей в м3/т Завод-изготовитель
19 80 8,12 0,218 26,9 «Стромнормаль», г. Одесса
19 90 8,36 0,225 26,9 «Красный якорь» г. Горький
22 80 11,75 0,273 23,2 «Стромнормаль», г. Одесса
22 100 11,5 0,257 23,2 «Красный якорь», г. Горький
25 80 15,2 0,308 20,3 «Стромнормаль», г. Одесса
25 120 14 0,286 20,4 «Красный якорь», г. Горький
Конструкции цепей, применяемых на зарубежных цементных
заводах для устройства во вращающихся печах цепных завес, до-
вольно разнообразны. Обычно цепи для этой цели изготавливают
— 38 —
из легированной прутковой стали и сваривают без применения
флюсов. На рис. 13 показаны основные конструкции цепей, при-
меняемых для изготовления наиболее эффективных цепных теп-
лообменных устройств (как со свободно висящими цепями, так и
с гирляндами).
По данным американской фирмы «Тейлор-Чейн», наиболее ра-
циональную форму звеньев имеют цепи типа А (рис. 13). При из-
готовлении звеньев такой цепи стальные прутья загибают спи-
ралеобразно в двойные витки и сваривают внахлест. При исполь-
Рис. 13. Основные конструкции цепей, применяемых для устройства цепных
завес во вращающихся печах
зовании цепей типа А на каждом погонном метре цепной завесы
создается большая поверхность, чем при обычных цепях типа В,
что обеспечивает лучший теплообмен в цепной зоне печи.
Увеличение же толщины звена за счет двойной завивки сталь-
ного прутка позволяет значительно удлинить срок службы цеп-
ной завесы в печи.
Цепи типа С имеют звенья несколько вытянутой формы и не-
много большего, чем обычно, диаметра. Звенья такой цепи сгиба-
ют из стальных прутков в кольцо и сваривают в стык. Диаметр
таких звеньев несколько увеличен, что облегчает их вращение от-
носительно соседних звеньев и снижает общее гидравлическое
сопротивление цепной завесы, что также сопровождается улуч-
шением теплообмена в цепной зоне. Цепи типа Д имеют звенья
эллиптической формы. Изготавливают их из более толстой, чем
обычно, прутковой легированной стали сваркой в стык.
Большая, чем у обычных цепей, толщина звеньев ти-
па Д позволяет значительно увеличить срок службы цепной
завесы.
Наименьший износ характерен для цепей со спиралеобразны-
ми двойными звеньями типа А.
— 39 —
Расчет цепных завес
1
Для правильного выбора системы и технической характери-
стики цепной завесы необходимо знание закономерностей проис-
ходящих в ней процессов теплопередачи от газов к цепям, к обво-
лакивающему цепи материалу, к футеровке и от цепей к футеровке
и материалу. Эти процессы еще недостаточно изучены, вследст-
вие чего точный расчет рациональных цепных завес затруднен.
До последнего времени теплотехнический расчет цепных завес
независимо от принимаемой системы навески вели по методике
Е. И. Ходорова [63], в которой принят средний коэффициент теп-
лоотдачи между газом и материалом ак=14,2 и;07, полученный на
основании обработки результатов исследования теплообмена в
цепной завесе, навешенной свободно висящими концами с плот-
ностью около 3 м21м2.
Исследованиями ряда авторов [10, 32] установлено, что сред-
ний коэффициент теплообмена между тазами и материалом,
условно отнесенный к полной поверхности цепей и футеровки в
цепной зоне, зависит от системы и плотности навески цепей. При
прочих равных условиях при гирляндной системе навески он при-
мерно на 25% выше, чем при навеске свободно висящими конца-
ми. При увеличенной плотности завесы ухудшаются условия
обтекания цепей газовым потоком, и хотя общее количество пере-
даваемого шламу тепла может возрастать, удельное количество
тепла, отнесенное к единице поверхности цепей (коэффициент
теплообмена), снижается. Так, в пределах значения величины Кц
от 1,4 до 7 средний коэффициент теплообмена изменяется обрат-
но пропорционально значению Кц встепениО.6. Г. С. Вальберг[10]
рекомендует для подсчета коэффициента теплопередачи при гу-
стых цепных завесах исходить из фактического часового расхода
зепла и действительной поверхности цепной завесы и расчет ве-
сти по формуле
ац = -Gl?u ккал/м2 град ч,
где G — производительность печи в кг)ч-,
9ц—количество тепла, переданное от газов к материалу в
цепной зоне, в ккал!кг клинкера;
F4 — суммарная поверхность теплоотдачи в м2;
Д/ц—среднелогарифмическая разница температур материа-
ла и газов в цепной зоне в °C.
В. М. Косарева и др. [32] на основании обработки опытных
данных по работе цепных завес различных систем установили
следующие эмпирические зависимости: 1
для навески цепей гирляндами
Nu = 5,67-10-2 Re°’8/GT0>6;
— 40 —
для навески цепей свободными концами
Nu = 4,2-10~2 Re0,8/С7°‘6,
где Nu — критерий Нуссельта
Re — критерий Рейнольдса I Re =
При подстановке в критерии Nu и Re входящих в них величин
получают уравнения для определения среднего коэффициента
теплообмена для гирлянд:
Wr хг
асп = 5,67 10-2------------ккал!м2 ч град-,
v°-8K^-6 <-2
для свободных концов:
ас =4.2-10-2
w°-8Z.
-----—:— ккал/м2 ч град,
W4’2
где г — скорость газов в м!сек\
А — коэффициент теплопроводности газов в ккал/м • ч • град-,
v — кинематическая вязкость газов в м^сек-,
дц — диаметр цепной стали в м.
Следует указать, что приведенные средние коэффициенты
теплообмена не учитывают изменения условий теплопередачи
в зависимости от физического состояния материала по длине
цепной зоны. Последующую разбивку цепной завесы на участки
с различной плотностью авторы предлагают делать условно без
каких-либо расчетов.
Ряд исследователей считает, что теплотехническая сторона
при расчете цепных завес не так уж важна. Они предлагают ме-
тодику расчета цепных завес в зависимости от кривой изменения
реологических свойств шлама по длине цепной завесы. Методику
разрабатывают на основании следующего основного положения:
в каждом участке цепной завесы касательное усилие, прилагае-
мое звеном цепи к шламу, должно быть выше напряжения сдви-
га шлама, находящегося на этом участке. В том случае, когда ка-
сательное усилие ниже напряжения сдвига, происходит замазы-
вание цепей.
В последнее время научно-исследовательские, проектные и на-
ладочные организации цементной промышленности приняли еди-
ную методику теплотехнического расчета длины и поверхности
гирляндных цепных завес плотностью 3—4 м21мг. Из-за сложно-
сти Осуществления измерений во вращающейся печи эта методи-
ка расчета не может претендовать на абсолютную точность; по
мере накопления опытных данных в нее нужно вносить соответ-
ствующие коррективы. Тем не менее на данном этапе она наибо-
лее приемлема, так как учитывает особенности процесса тепло-
4—2142
— 41 —
обмена, связанные с изменением физических свойств высушивае-
мого материала. Эта методика предусматривает деление процес-
са сушки на два этапа. На первом этапе в загрузочной части за-
весы цепи и футеровка покрыты в начале участка жидким, а в
конце — пластичным шламом. При этом увеличивается поверх-
ность шлама, омываемая газовым потоком. На этом участке
шлам высушивается до так называемой критической влажности,
при которой он перестает налипать на цепи. Здесь целесообраз-
на повышенная плотность навески цепей (Лц=3,8-г-4), позволя-
ющая обеспечить интенсивное использование тепла отходящих
газов для сушки шлама.
Второй этап сушки характеризуется тем, что частично высу-
шенный шлам уже не обладает пластичностью и не обволакивает
цепи, тепло передается нагретыми цепями при погружении их в
шлам. На этом участке цепной завесы, который принято называть
разгрузочным, рекомендуется более разреженная навеска цепей
(Лц=3), чем на загрузочном участке.
Снижая плотность навески на этом участке, предотвращают
истирание образующихся гранул сырья.
Общее количество тепла, потребляемого в зоне с цепной заве-
сой, составит:
Q = Qi + Q? + Qa + Qi + Qa,
где Qi —тепло, передаваемое от газов к материалу конвекцией;
Q2 — тепло, передаваемое от газов к материалу излучением;
<2з — тепло, передаваемое от цепей и футеровки к материалу
излучением;
Qi — тепло, передаваемое от цепей и футеровки к материалу
теплопроводностью;
Q5 — потери в окружающую среду.
Для практических расчетов теплообмена некоторые члены
правой части уравнения могут быть опущены из-за их незначи-
тельной величины.
При расчете загрузочного участка цепной завесы можно пре-
небречь составляющими Q2, Q3 и <24, так как лучистый теплооб-
мен и передача тепла теплопроводностью здесь незначительны.
Тогда количество тепла, передаваемое газовым потоком в загру-
зочном участке, где преобладает конвективный теплообмен, со-
ставит:
q' = q; + q;.
В разгрузочном участке цепной завесы значительная часть
тепла передается от газов к материалу регенеративно, путем на-
грева цепей в газовом потоке и охлаждения их в материале. Ко-
личество тепла, переданного от газов в этой зоне, составит:
Q" = q; + <2; + q"5.
Для трех видов теплопередачи — конвекцией от газов к на-
липшему на цепях материалу и от газов к открытой поверхности
— 42 —
слоя материала, а также при регенеративном теплообмене меж-
ду газами, цепями и материалом, приняты соответствующие кри-
териальные зависимости, критерий Нуссельта (Nu), определяю-
щий теплоотдачу и теплопроводность, и критерий Рейнольдса
(Re), характеризующий турбулентность газа (скорость и кинети-
ческую вязкость).
Принятые ниже критериальные зависимости получены в ре-
зультате лабораторных и промышленных исследований гирлянд-
ных цепных завес с плотностью навески в пределах 3—4 м2[м2,
проведенных НИИЦементом.
Расчет загрузочного участка
На этом участке преобладает конвективный теплообмен, по-
этому уравнение теплового баланса примет следующий вид:
<?' = <?; +
QJ = a'M'F' -
где a' — коэффициент теплоотдачи;
At' — средняя логарифмическая разность температур между
газовым потоком и материалом на участке;
F' — поверхность теплоотдачи, которая может быть выраже-
на через длину участка L' и поверхность теплопередачи
на протяжении одного метра длины цепной завесы [п.м.з-
А.м.з = яГ»(1 + КЛА
где Кц — плотность навески це-
пей в м21м2\
Kf — относительная вели-
чина поверхности це-
пей, омываемых га-
зовым потоком, в за-
висимости от толщи-
ны слоя шлама (рис.
14);
д/_ (<-<)-(<-<)
Рис. 14. Зависимость коэффициента
Kf—относительной величины поверх-
ности цепей, омываемых газовым по-
током, от заполнения печи шламом
где /г и fT— температура газа в начале и конце участка цеп-
ной зоны, рассчитывается по теплосодержанию
его методом подбора. Определяют теплосодержа-
ние газа, составляя тепловой баланс каждого уча-
стка цепной зоны;
4*
- 43 —
и ? —температура материала в начале и конце участка
цепной зоны (принимается по практическим дан-
ным) .
Коэффициент теплоотдачи (а ) определяют по следующей
критериальной зависимости:
Nu •= 0,1 Re0-85;
Nu = —— ; Re = —-
К’ v
где X' и v' — соответственно теплопроводность и кинематичес-
кая вязкость газов среднего состава при средней
температуре газа на участке (табл. 7, 8);
Таблица 7
КИНЕМАТИЧЕСКАЯ ВЯЗКОСТЬ ГАЗОВ v 10 в мЧсек
ПРИ АТМОСФЕРНОМ ДАВЛЕНИИ
1 в град Воздух (сухой) N, о» ' н, СО СО2 Н2О
0 13,3 13,3 13,6 93 13,3 7,09 .
100 23 22,5 23,1 157 22,6 12,6 19,4
200 34,8 33,6 34.6 233 33,9 19,2 30,6
300 48.2 46,4 47,8 323 47 27,3 44.3
400 63 60,9 62,8 423 61,8 36,7 60.5
500 79,3 76,9 79,6 534 78 47,2 78,8
600 96,8 94,3 97,8 656 96 58,3 99,8
700 115 113 117 785 115 71,4 122
800 135 133 138 924 135 85,3 147
900 155 154 161 1070 157 100 174
1000 178 177 184 1230 180 116 204
w' — средняя скорость газового потока на загрузоч-
ном участке завесы; рассчитывают ее с учетом
среднего заполнения печи материалом; ।
L'а' _q J / w'L' \o.85
X' ’ » v /
Значение а' из этого уравнения подставляют в уравнение
теплопередачи:
0,1 Х'ц,0-85 £0,85Д/Т7п м ,
= 7^7' •
Отсюда длина участка цепной завесы составит:
(
А' = — I Q1 Р’85
и* \ О, IX Л//п.м.з )
— 44 —
Таблица 8
КОЭФФИЦИЕНТ ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ Л-10—2 ккал!м ч град
ПРИ АТМОСФЕРНОМ ДАВЛЕНИИ
/ в град Воздух (сухой) N, о, И, СО СО, Н,О
0 2,1 2,09 2,12 14,8 2 1,26
100 2,76 2.71 2,83 18,9 2,5 1,96 2,04
200 3,38 3,31 3,5 22,7 3,14 2,66 2,88
300 3,96 3,86 4,13 26,4 3,66 3,36 3,8
400 4,48 4,36 4,73 29,9 4,17 4,06 4,81
500 4,94 4,8 5,29 33,3 4,65 4,72 5,88
600 5,36 5,19 5,8 36,7 5,13 5,34 7,03
700 5,77 5,52 6,26 39,8 5,59 5,92 8,22
800 6,17 5,8 6,68 43 6,03 6,46 9,48
900 6,56 6,03 7,05 46,1 6,49 6,96 10,7
1000 6,94 6,22 7,38 49,1 6,93 7,42 12,1
Расчет разгрузочного участка
Уравнение теплового баланса для расчета цепей разгрузочно-
го участка таково:
q" = q; + q;+q;,
где Qj —тепло, передаваемое от газа и открытой поверхности
слоя материала конвекцией;
Q\ — тепло, передаваемое при периодическом регенеративном
процессе нагрева цепей в газовом потоке и охлаждения
их под слоем материала;
Q"5 — потери в окружающую среду;
О; + Q" = (a F" + a F" } At",
* ^-4 \ сл сл 1 per ц/ •
где —коэффициент теплоотдачи к открытой поверхности
откоса материала; определяется из критериальной за-
висимости
Nu = 0,347 Re0’66;
Nu = _S^L
где Sca— длина половины хорды сегмента в сечении слоя мате-
риала;
Re =
V
^сл^сл Q 347 (
X 9 \ v /
— 45 —
отсюда находим значение асл:
0.347Х wSCJI \0.66
аСЛ" «сл ( V ) •
Поверхность слоя (Fcn) можно выразить через длину участ-
ка (£"):
Fc„ = Ксл2я/?£",
где Ксл— отношение поверхности откоса материала к поверх-
ности футеровки.
Коэффициент регенеративного теплообмена (арег) зависит
от относительного времени пребывания цепей в газах и материа-
ле и коэффициентов теплоотдачи от газового потока к цепям и от
цепей к материалу.
1
и —-----------------------.
'сг 360 360
----------+ ——
а. (360 — <р) ам <р
где <р— центральный угол сегмента в сечении слоя материала;
а"—коэффициент теплоотдачи от цепей к мате-
риалу (по опытным данным принимается равным
200 ккал!м2 • ч • град);
а' — коэффициент теплоотдачи от газового потока к цепям,
который определяется из следующей критериальной
зависимости:
Nu = O,45Re0,5;
_ wd - т М
Re = — ; Nu = —
v л
где d — диаметр цепной стали в м;
ad \0’5
. —7—= о,45 V ;
л \ /
. 0.45Х twd \о.5 , / w \о,5
a = —-----|—I = 0,45л—
d \ v ) \vd /
Поверхность цепей выразим через длину участка:
£ц — Kn2nRL,
тогда
= ( аслКсл2я/?£ + арегКц2л/?£) At"-
£ __ _____Ql + Q4_______
2л/? (асл/<сл + Орегон)
Количество тепла, передаваемое от газового потока материа-
лу в цепной зоне, определяется по формуле
Qi + = W' = 04Gtor+ (Gc.0,253 + G- )] ( f - Q,
— 46 -
где GKJi — производительность печи в кг 1ч;
Gw — количество воды, испаряемой из шлама на участке
цепной завесы, в кг/кг клинкера;
г — скрытая теплота парообразования при конечной тем-
пературе материала;
G= — расход сухого сырья в кг/кг клинкера;
G^ —количество воды, содержащейся в материале, посту-
пающем в зону цепей;
t'M— конечная температура материала в °C;
tM — начальная температура материала в °C.
Рекомендации по навеске цепной завесы
Длина цепи для одной гирлянды должна быть такой, чтобы
при вращении печи цепь не перекатывалась по футеровке и
не проходила высоко над футеровкой (в нижнем положении це-
пи), а только касалась ее.
При излишней длине цепь, пере-
катываясь по футеровке, изнашива-
ется, истирая ее. В этом случае сни-
жается и транспортирующая спо-
собность завесы.
При большом провисании цйш
сужается свободный проход для ма-
териала, что также снижает транс-
портирующую способность цепной
завесы и увеличивает толщину слоя
материала. Кроме того, длинные це-
пи часто обрываются и запутывают-
ся. При коротких цепях, приподня-
тых над футеровкой, ухудшаются
условия теплообмена, материал мед-
леннее проходит через цепную заве-
су и возможно кольцеобразова-
ние на участке, где сырье становит-
Рис, 15. Зависимость отноше-
ния длины гирлянды к хорде
гирлянды (Z-r/op) от отношения
стрелы гирлянды к хорде гир-
лянды (йг,'5г)
ся пластичным.
Длину цепи рассчитывают на основании уравнения для цеп-
L S
ной линии =aSh с помощью таблиц гиперболических
функций методом подбора или с помощью графика (рис. 15) за-
hr-
висимости ---- от ——, где
Sr Sr
Lr — длина гирлянды;
Sr — расстояние между точками крепления цепи;
hr — величина провисания гирлянды в том случае, если она
касается футеровки;
а — параметр цепной линии.
— 47 —
Sr можно определить как гипотенузу прямоугольного
треугольника, одним катетом которого является продольный шаг
точек крепления концов цепи (Гц), а вторым — хорда (а) с цент-
ральным углом р (а = 27?о sin —):
Sr= у ^ + (2/?0sin-|-j2,
где Ro — радиус печи по точкам крепления цепей в м.
Стрела (йг) или величина провисания гирлянды:
Лг = RCB — Ro СО8-|----
где /?св — радиус печи по футеровке в м;
b — ширина звена цепи.
Продольный шаг точек крепления концов цепи при креп-
лении цепей по трехзаходному винту равен */з шага винта креп-
лений (Гв), который определяется тем, что угол между осью печи
и винтовой линией в развертке должен составлять 60°:
, _ лР0
в tg60° ’
Предел плотности цепной завесы зависит от условий транс-
портирования материала. Высокая транспортирующая способ-
ность гирляндной и, особенно, винтовой гирляндной цепной заве-
сы позволяет увеличить ее плотность, не опасаясь перелива шла-
ма в пыльную камеру. Однако при увеличении плотности гир-
ляндной цепной завесы возможно взаимное защемление цепей,
резко увеличивающее их истирание и приводящее к обрыву.
Как показывает практика, плотность гирляндной цепной заве-
сы, исключающая защемление цепей, по конструктивным услови-
ям не должна превышать 4 м2/м2.
На цементных заводах применяют различные способы креп-
ления цепей к корпусу печи. Для гирляндных завес следует при-
менять такие крепления, которые не сильно выступают над
футеровкой и не мешают продвижению материала.
Крепление цепей винтовой завесы, разработанной для ряда
цементных заводов Оргпроектцементом и утвержденной Гипро-
цементом состоит из сварных башмаков с отверстиями для бол-
тов, на которые надевают концевые звенья цепей. Башмаки при-
варивают к корпусу печи таким образом, что образуются три
винтовые линии с подъемом, обратным направлению вращения
печи. Угол подъема винта по осям отверстий в башмаках ра-
вен 30°.
Крепление цепей кольцевой завесы состоит из кронштейнов,
приваренных к корпусу печи по кольцу. На кронштейны надева-
ют вначале концевые звенья цепей, а затем скобы, которые кре-
пят к кронштейнам болтами.
— 48 —
Цепи навешивают в соответствии с чертежами, точно соблю-
дая принятые проектом параметры: шаг гирлянды или винтовой
линии креплений по оси печи, количество гирлянд в ряду по
окружности или в одном витке, длину гирлянды, тип цепи и др.
При навеске двух соседних рядов гирлянд цепи одного ряда
нужно пропускать между цепями соседнего ряда так, чтобы не
было нарушения кривых провисания цепей и чтобы они не пере-
гружали и не истирали друг друга.
Печь поворачивают на три — пять оборотов, останавливают и
проверяют, правильно ли расположены гирлянды в своем ниж-
нем положении на футеровке печи. При правильном положении
они не должны пересекаться. Если гирлянды лежат не парал-
лельными рядами и пересекаются, то это неизбежно приведет к
налипанию материала в местах пересечения.
При образовании в зоне цепей шламовых колец, прежде чем
приступить к изменению цепной завесы, необходимо установить
причину кольцеобразования. Если после установления и устра-
нения всех кажущихся причин, которые могут вызвать образова-
ние шламовых колец, они все же образуются, то в этом случае
необходимо разредить в месте образования колец цепную завесу,
увеличивая расстояние между цепями по окружности печи и со-
храняя угол смещения точек подвески цепей по окружности 0.
Необходимо также установить на этом участке цепи с большим
диаметром, увеличивая их «весовую плотность». Кроме того, сле-
дует в зоне образования колец увеличить внутренний диаметр
печи, удалив футеровку на этом участке. Для корпуса печи это
не опасно.
Пример расчета цепной завесы для вращающейся печи
размером 4,5X170 м
Исходные данные
Производительность печи................... б” — 50 т/ч
Скорость вращения печи.................... п== 1 об/мин
Начальная влажность шлама........................ 1ГН==38%
Потери при прокаливании шлама............. п. п. п = 35%
Количество СО2 в сырье.................... СС>2 = 33,7%
» окиси алюминия в сырье . . .
Безвозвратный унос материала .............
Температура отходящих газов...............
» воздуха ..........................
Начальная температура материала . . . .
Состав топлива............................
Теплотворная способность топлива . . . .
А12О§ = 2,92%
б.у=3%
/о.г = 200° С
tB = 20°С
Г' = 20° С
Ср=68,3%; Н₽=4,1%;
Np = 1,96%; Ор=5,26%;
5р=0,56%;Ар=11,53%;
№р=2%.
Qp = 6410 ккал/кет
— 49 -
Удельный расход топлива . . . . .
Коэффициент избытка воздуха...............
Температура выходящего клинкера . . . .
Влажность материала в конце 1-го участка
цепной завесы (критическая влажность) .
Температура материала в конце 1-го участка
цепной зоны ..............................
Влажность материала за цепной зоной . .
Объемный вес материала за цепной зоной . .
Температура материала за цепной зоной . .
Количество избыточного воздуха, выбрасывае-
мого в атмосферу из холодильника . . .
GT = 0,229 кг/кг клин-
кера (из теплового
баланса)
а= 1,1
/кл = 60°С
Ж<р = 25%
^₽ = 70’ С
= 8%
ус = 1200 кг/м3
= 90°С
У“з6 = 0,62 нм3/кг
клинкера
Температура избыточного воздуха................ 1®зб = И5°С
Температура топлива .............................. Г =55°С
Расчет длины цепной зоны
Удельный расход сухого сырья
Gc =-----—-----(I + =
с 100—п.п.п.\ 100/
= 10010°35 0 + 0,03) — 1,584 кг!кг клинкера.
Выход газа из сырья:
а) гидратной влаги
Gc-0,35AI2O3 1,584-0,35-2,92 п п_
— =-----------------= 0,02 нм3/кг клинкера-,
100уНгО
б) углекислого газа
G®CO£
Vе
исо.
100-0,805
при
Ю0уСОг
в) воды из сырья
47=38% G‘ =
1,584-33,7 по„п
-----------= 0,270 нмЛ/кг клинкера-.
100-1,977--’
G 1 584-38
-------= —-------= 0,971 кг кг клинкера,
100—100—38
G5,
или = —т— = 1,206 нм3/кг клинкера-,
Ун2о
GCU7C
при 47 = 25 % Gc =-----——— = 0,528 кг/кг клинкера,
” 100-1Гкср
или =0,656 нм3iкг клинкера-,
GCWC
при W = 8% Gc = -------—-—- = 0,138 кг/кг клинкера,
w 100— 1ГС
— 50 —
или = 0,171 нм3/кг клинкера.
Расход воздуха на горение топлива:
t>0 = 0,089Ср + О,267НР 4- 0,033 (Sp — Ор) =
= 0,089 68,3 -4- 0,267 -4,14- 0,033 (0,56 — 5,26) =
= 7,33 нм3/'кг топлива-,
и* = аоо = 1,1- 7,33 = 8,06 нм3/кг топлива.
Выход продуктов горения:
i»co, — 0,0187CpGT = 0,0187-68,3 -0,229 = 0,293 нм3!кг клинкера-,
v\ = (0,79 и 4- 0,008№) Gt =
= (0,79-8,06 4- 0,008-1,96)0,229 = 1,462нм3/кг клинкера-,
= 0,21 (а — l)t?®GT =
= 0,21 (1,1 — 1)7,33-0,229 — 0,035 нм3/кг клинкера-,
рн£о = (0,112НР 4- 0,0124IT”) GT =
= (0,112 • 4,1 4- 0,0124 - 2) 0,229 = 0,111 нм3!кг клинкера.
Выход газов по сечениям:
сечение с W ' =38%;
и, „ ~ 4- — 0,27 4- 0,293 = 0,563 нм3/кг клинкера-,
vn = 0,035 нм3/кг клинкера,
dNe= 1,462 „
”н,о = ин,о + = 0,111 4- 0,02 + 1,206 =
= 1,337 нм3/кг клинкера
Итого 3,397 нм?/кг клинкера
сечение с 117^,=25 %:
осо =0,563 нм3/кг клинкера
Vq =0,035 » »
oN* =1,462 » »
t>H2n=0,787 » >
Итого 2,847 нм3!кг клинкера
сечение с 1Г®=8
огп =0,563 нм3/кг клинкера
оОз!=0,035 » »
oNj =1,462 » >
* *
Итого 2,344 нм3/кг клинкера
— 51 —
Температура газов в сечении с =8% определяют по тепловому
балансу зоны).
Приход тепла
1. Тепло от сго-
рания топлива 1468 ккал!кг клинкера
2. Теплосодержа-
ние топлива . . GTСТ /т=0,229-0,3-55=3,78 ккал/кг клинкера
3. Теплосодержа-
ние воздуха . . GT t>BCB/B=0,229-8,06 0,3-20=
=11,45 ккал/кг клинкера
4. Теплосодержа-
ниесырья. . . (GccCc+G^,) /[=(1,584-0,253+0,138) S0=
=48,5 ккал/кг клинкера
Итого 1531.73 ккал!кг клинкера
Расход тепла
1. Тепло клинкерообразования—440 ккал/кг клинкера
2. Потери тепла с клинкером
О /“=0,188-60=11,3 ккал,'кг клинкера
3. Потери на испарение влаги
G[, /=0,138-595=82,1 ккал/кг клинкера
4. Потери в окружающую среду 210,18 ккал!кг клинкера
5. Потери тепла с воздухом, выбрасываемым в атмосферу из
холодильника он®6Св/н®6=0,62-0,31-115=22,1 ккал/кг клинкера
6. Потери с пылеуносом /г= 1,584-0,253-0,03-850 =
= 10,22 ккал I кг клинкера
7. Теплосодержание отходящих газов—с/о.Г ккал1кг клинкера
0,563-469,3 + 0,035 х 315 +
=812,7 ккал^кг клинкера
„ 755,83—712,49
/[=800+-------------—100=843°
к 812,70—712,49
Температура газов в сечеиии с №[
Итого 775,9+90. г
до г=1531,73—775,9=755,83 ккал/кг клинкера
а) Теплосодержание газов при /=800°С
0,563-410,4 + 0,035 х 277,6 + 1.462-261,6 + 0,284-317,6 =
=712,49 ккал/кг клинкера-,
б) Теплосодержание газов при /=900°С
1,462-297,9 + 0,284-362,7 =
С.
=25% (tTKV )
Приход тепла
1. Тепло от сгора-
ния топлива . . . 1468 ккал/кг клинкера
2. Теплосодержание
воздуха........... 11,45 » >
3. Теплосодержание
топлива . . . 3,78 > >
4. Теплосодержание
сырья...........(1,584-0,2534-0,528) 70=65 ккал, кг клинкера
Итого 1548,23 ккал! кг клинкера
— 52 —
Расход тепла
1. Тепло клип-
керообразова-
ння...........
2. Потери тепла
с клинкером . .
3. Потери тепла
в окружающую
среду .........
4. Потери тепла
на испарение
воды..........
5. Потери тепла
с воздухом,
выбрасывае-
мым из холо-
дильника . . .
6. Потерн тепла
с пылеуносом .
7. Потери тепла
с отходящими
газами . . . .
440 ккал/кг клинкера
11,3 » >
217,18 > »
0,528-595=314,2 ккал:кг клинкера
22,10 ккал 1кг клинкера
1,584 -0,03-0,253-500= 6,01 ккал;кг клинкера
<7о.г » »
Итого 1010,79-f-^o.j-
^О Г=537,44 ккал/кг клинкера
а) Теплосодержание при 1=500° С
0,563 •250+0,035 167+1,462 159,54-0,787 • 189,00=528,53 ккал,'кг
клинкера',
б) Теплосодержание при 1=600° С
0,563-295,2 + 0,035-203,4+ 1,462-193,2 +
+ 0,787-230,4 = 637,10/скал/кг клинкера,
/г = 500 + 537-44 -_528J>3 w0 = 508о с<
кр 637,10 — 528,53
Расчет загрузочного участка
Количество испаренной влаги
дисп = 0,971 — 0,528 = 0,443 кг;кг клинкера.
Количество тепла, переданное материалу на участке,
G“^+(^Cc + G^)(^-Q =
= 0,443-569,0 + (1,584-0,253 + 0,971) (70 — 20) =
= 320,7 ккал/кг клинкера,
или 320,7 • 50 000 = 1 604 000 ккал!ч.
Средняя температура материала
= 70 + 20 = 45 оС
СР 2
— 53 -
Температурный напор:
д/ = (Z|tp *кр) (
Л —Л
2,3ig ;р—у.рс-
‘о.г — *к
_ (508 - 70)-(200 - 20) = 29jo с
438
2,3 6180
Средняя температура газа
= 291 + 45 = 336° С.
Средний состав газа
СО2 — 0,563 нм3!кг клинкера — 18 %
О3 — 0,035
Na— 1,462
Н2О— 1,062
— 1,2%
— 46,8%
— 34%
+ = 3,122 100%
Кинематическая вязкость газов при /=336° С
100 __________________________________________ _
n2 н2о ~
vn2 * vh2o
- = 46,2-10“® м2/сек.
v — —д-----------------
СО2 Оа _
vco2 + vo2 +
100-10-8
~ 18 12 46,8 34
30,7 + 53,2 + 53,5 + 50,1
Коэффициент теплопроводности газов при /=336° С
Л = 0,01 (С(ХЛС02 + о2лО2 + N2 %N2 + н2о xHs0) =
= (0,18-36,1 + 0,012-43,5 + 0,468-40,4 +
+ 0,34-41,6) 10~3 = 40-ккал/м-ч-град.
Средний выход газов
уг = erGn (273 + /®р) = 3,122-50 000(273 + 336) = g6 *
273-3600 273-3600
Средняя скорость газов (wr).
Скорость материала на разгрузочном участке (для винтовой системы).
w'u = 26RL П = 26 • 2,26 • 1 = 55,4 м/ч,
где /?рн — внутренний радиус печи на разгрузочном участке в ,м.
Площадь сегмента материала на разгрузочном участке печи
сП°е 50 000-1,584 . 2
г ---------= --------!---= 1,191 Л12.
усш" 1200-55,4
— 54 —
Средняя площадь сегмента в загрузочном конце
F' = — = 0,595 ж2;
2
’ о2 96,7 _ по ,
w =--------------=--------------------= 7,08 м/сек.
г 0.785D2-F' 0,785-4,262 — 0,595
Поверхность теплообмена на погонном метре печи при
= 3,8, KZ = O,68(CM. рис, 14);
/п-м-з- =6,28/?вн(1 4-КцК/) =
= 6,28-2,13(1 4-3,8-0,68) =48м2/пог. м,
где 7?вн — внутренний радиус печи на загрузочном участке в м.
Длина загрузочного участка
г _ 46,2-10 е ( 10-16 040 000 -17 9м
7,08 \ 291-48-40-10—3 )
Расчет разгрузочного участка
Количество испаренной влаги
0,528 — 0,138 = 0,39 кг кг клинкера.
Количество тепла, переданное материалу на участке,
0,390-549 4- (1,584-0,253 4- 0,528) (90 — 70) =
= 232,7 ккал/кг клинкера.
Средняя температура материала 80° С
Температурный напор:
А/ =- <843 "ЭР) -(508 - 70) = 582о с
753
2,31g —
6 438
Средняя температура газа
80 + 582 = 662° С.
Средний состав газа:
СО2 — 0,563 нм?!кг клинкера — 21,7 %
О2 —0,035 „ „ —1,4%
N2 — 1,462кг/кг клинкера — 56,3%
Н2О —0,535 „ „ —20,6%
Всего 2,595 „ „ —100%
Величина v:
100
V —-------------------------------------------------------
21,7 , 1,4 , 56,3 , 20,6
66,4-10—в + 109,7-IO-8 + 105,9 10—в + 113,6-10—в
= 95-10-6.
— 55 —
Величина X:
Х = (0,217-57+ 0,014-60,9+ 0,563-53,9 +
+ 0,206-77,7) 10-3 = 59,4 -10—3-
Средний расход газов
2,595.50000(662+ 273) =
V —
СР 273-3600
Средняя скорость газов
. 123,3
W = ----------------
р 14,245— 1,191
1,213
Коэффициент заполнения <р=
Центральный угол сегмента и хорда сегмента материала соответственно
равны:
— 9,46 м'сек.
=0,0851.
ф = 89°; £=2,93лг.
Отношение поверхности откоса материала к поверхности футеровки
(Ксл) равно:
^сл
2,93
„ = осл = = 0 219.
сл 2л/? 6,28-2,13
Коэффициент регенеративного теплообмена арег
А. Коэффициент теплоотдачи от газов к цепям:
Nu = 0,45Re°'s;
Re = 9,46 °--5- = 2489; Nu = 0,45• 49,9 = 22,45;
95-10—e
a = 22,45 59,4 10-----= 53 44 ккал/м2 ч - град.
Г 0,025
Б. Коэффициент теплоотдачи от материала к цепям:
ам=200 ккал/м2 • ч • град-,
______________________[
360
------= 22,2 ккал!м2 • ч град.
360
53,44(360 — 89) 1 200-89
Коэффициент теплоотдачи к открытой поверхности откоса материала:
Nu = 0,347 Re0,66;
= 9,46-1,465 = Nu = gg
п 95-10—6
• лпл о 59,4-10—s _ , „ ,
а = 888,3 —-------------= 36 ккал/м2-ч-град.
сл 1,465
Длина разгрузочного участка завесы
232,7-50 000 оп
— ---------------------- 20 м.
0,219.
22,2 + 36,0- ----1 582
®рег
L" =
6,28-2,13-3
— 56 —
Общая длина цепной завесы
£ = 17,2 + 20 = 37,2jh.
Распределение цепей. В нашем примере принимаем винтовую гирлянд-
ную цепную завесу. Угол между направлением винта и осью печи в разверт-
ке равен а=60°. Угол смещения точек подвески цепей по окружности
3=120°.
Шаг винта креплений гирлянд (/в)
nD _ 3,14-4,3
tga 1,732
'в
Шаг гирлянды (tu)
tu = 7,8:3 = 2,6jh.
Длина гирлянды:
а) расстояние между точками крепления гирлянды в печи
sr =-• /2,62 + 4-2,152-0,8662 = 4,55 м\
б) величина провисания гирлянды
Лг = 2,13 — 2,15 • 0,5 — 0,045 = 1,005 At;
А- = Д005 = 0 2205
Sr 4,55
-bl = 1,1205;
Sr
таким образом длина гирлянды:
Lr= 1,1205-4,55 = 5,1 м.
Длина одного витка спирали, к которой крепятся цепи
/ = ПР™ = 3,14-4,30 = 15 бл
sin 60° 0,866
А. Загрузочный участок цепной завесы. Принимаем овальные цепи диа-
метром 25 мм, поверхность погонного метра которых составляет 0,264 м2.
Поверхность цепей
nDL'K'a = 3,14- 4,26-17,2-3,8 = 875 м2.
Суммарная длина цепей ,
= 3320 м.
0,264
Количество гирлянд
Общая длина спиралей
^-= 650.
5,1
трехзаходного винта, к которым крепятся цепи,
A2L = = юз,2 м.
sin 30° 0,5
Расстояние между точками подвески цепей по винтовой линии
103 200
-------= 158 мм.
650
— 57 —
Принимаем количество точек подвески на одном витке равным 96, тогда
расстояние между точками подвески составит:
15 600
------— 162л(.И.
96
Количество точек подвески, на
по отношению к другому.
которое смещается
один конец гирлянды
т =
120.96
--------OZ.
360
концы цепей крепятся к
горячему концу печи) в
третьей спирали (если
отверстиях, номера ко-
Следовательно, горячие
считать по направлению к
горых на 32 больше, чем у отверстий крепления холодных концов цепей.
Б. Разгрузочный участок цепной завесы. Принимаем круглые цепи диа-
метром 25 мм, поверхность погонного метра которых составляет
0,308 м3.
Поверхность цепей
nDL,K = 3,14-4,26-20,0-3 = 800 м2.
£ На
Суммарная длина цепей
800 „„„„
------= 2600 м.
0,308
Количество гирлянд
Общая длина спиралей
= 510.
5,1
трехзаходного винта, к которым крепятся цепи
= = 120л.
sin 30° 0,5
Расстояние между точками подвески цепей по винтовой линии
120 000— 15 600 опс
-------------- — 205 ММ.
510
Количество точек подвески на одном витке равно 72.
Тогда расстояние между точками подвески составит:
15600
-----— 217 мм.
72
Количество точек подвески, на которое смещается один конец гирлянды
по отношению к другому,
120-72 о.
т — --------= 24.
360
В. Сопряжение загрузочного и разгрузочного участков цепной завесы.
В сопряжении двух участков цепной завесы рекомендуется холодные концы
24 цепей с каждой спирали разгрузочного участка крепить в отверстиях 32
последних цепей с каждой спирали загрузочного участка, пропуская каждое
четвертое отверстие.
Чтобы предотвратить возможный повышенный износ цепей, рекоменду-
ется на участке сопряжения первые 72 круглые цепи разгрузочного участка
заменять овальными. На рис. 16, 17 показаны цепные завесы, рассчитанные и
запроектированные по приведенной выше единой методике.
— 58 -
Рис. 16. Винтовая гирляндная цепная завеса и цепной теплообменник для вращающихся печей 4,5X
X170 м Ново-Пашийского цементного завода
— 59 —
W=38°la
5800 -i
М=25°/„
18200
20800
W=0
13500---t—7000
Движение материала
Движение материала
Рис. 17. Кольцевая гирляидная цепная завеса и цепной теплообменник для
вращающейся печи 4,5X170 м Чернореченского цементного завода
1 — шламовый фильтр из свободно висящих цепей; 2 — загрузочный участок цепной за-
весы; 3 — разгрузочный участок цепной завесы; 4 — цепной периферийный теплообменник
— 60 —
ОПЫТ ЭКСПЛУАТАЦИИ. ВНУТРИПЕЧНЫХ ТЕПЛООБМЕННИКОВ
И РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ИХ ВЫБОРУ
Во вращающихся цементообжигательных печах наиболее
энергоемкими являются процессы, протекающие в зонах испа-
рения и декарбонизации.
При сжигании топлива значительная доля его химической
энергии затрачивается на нагревание продуктов сгорания, а
часть передается слою сырьевого материала и открытой поверх-
ности футеровки; в свою очередь, раскаленная поверхность фу-
теровки отдает часть тепла открытому слою материала путем из-
лучения, а при непосредственном соприкосновении футеровки с
материалом тепло передается за счет теплопроводности.
При температуре топочных газов выше 1000° С передача тепла
лучеиспусканием превалирует над всеми другими видами тепло-
обмена, при этом существенное значение, определяющее интен-
сивность теплообмена, имеют толщина излучающего слоя и тем-
пература лучевоспринимающей поверхности сырьевого материа-
ла. Чем выше степень черноты и температура газового потока
и чем ниже температура лучевоспринимающей поверхности, тем
интенсивнее теплообмен.
Во вращающихся печах поверхностные слои материала имеют
более высокую температуру, чем внутренние. Из-за недостаточ-
ного перемешивания слоев материала интенсивность теплообме-
на между газовым потоком и материалом снижается.
При снижении температуры газа теплопередача лучеиспуска-
нием постепенно уменьшается и при температуре ниже 1000° С
начинает преобладать конвективный теплообмен. Проведенные
исследовательские работы показывают, что вращающаяся печь,
не оборудованная теплообменными устройствами в зонах подо-
грева и испарения влаги шлама, является плохим теплообменни-
ком, так как здесь конвективная поверхность теплопередачи не
развита. В результате тепло отходящих газов используется не-|
удовлетворительно и с отходящими газами уносится от 20 до 40%
всего тепла, расходуемого на обжиг. Количество тепла, переда-
ваемого в подготовительных зонах, где основное значение имеет
конвективный теплообмен, может быть увеличено. Для этого
нужно стремиться сохранить гранулы. Теплопередача к матери-
алу, находящемуся в гранулированном состоянии, выше, чем к
материалу в пылевидном состоянии. При этом очень важен раз-
мер гранул. При мелкой грануляции теплопередача улучшается.
Интенсифицирует передачу тепла материалу повышение ко-
эффициента равномерности распределения температур по сече-
нию материала, увеличение абсолютных скоростей системы «га-
зовый поток—материал» и развитие поверхности теплопередачи.
Эти положения были взяты за основу при создании ряда тепло-
обменников, интенсифицирующих процесс теплопередачи в зонах
подогрева и кальцинирования во вращающихся печах.
— 61 -
к конструкции теплообменников предъявляют ряд требова-
ний. Они должны обладать высокой износоустойчивостью, иметь
высокий коэффициент теплоотдачи, прочно соединяться с корпу-
сом печи и не разрушать футеровку печи в местах крепления.
Шестилопастной ячейковый теплообменник (рис. 18) состоит
из жаростойких чугунных полок с направляющими ребрами, ко-
торые способствуют движению материала.
Рис. 18. Шестилопаст-
ной ячейковый тепло-
обменник для печей
диаметром 3—3,6 м
По а-0
НИИЦемент изучал лопастные теплообменники трех конст-
рукций, изготовленных из различных материалов: модифициро-
ванного серого чугуна, жаростойкого чугуна, сплава Х-28 и
жаропрочного сплава Махроти. Лучшим материалом для тепло-
обменников оказался сплав Махроти, обладающий большой
прочностью при температуре до 900° С.
Опыт эксплуатации теплообменников показал, что расход
тепла на обжиг клинкера снижается на 8—10%, улучшаются ре-
жим работы печи и качество клинкера. Цепная завёса, изнаши-
вающаяся обычно в течение года на 40—50%, при установке теп-
лообменников полностью сохраняется.
Во вращающихся печах размером 5X185 и 4,5X170 м конст-
рукции завода им. Тельмана устанавливают три секции
металлических теплообменников (рис. 19) из жаропрочной ста-
ли марки GS—ХЗО CrNi 246, содержащей 0,3% углерода, 6% хро-
ма и 1,5% никеля. По своим свойствам она аналогична отечест-
венной стали марки Х6СМ ГОСТ 5632—61.
В каждой секции шарнирно закреплены 27 пар плоских эле-
ментов, образующих ячейки.
— 62 —
63
Длина секции составляет 3,6 м; секции теплообменников
смещаются по длине зоны установки на 30° относительно друг
друга.
Расстояние между секциями 400 мм. Поверхность трех секций
этих теплообменников для печи размерами 4,5X170 м—390 м2, а
для печей размером 5Х185 м — 490 м2.
Вращающаяся печь размерами 5х 185 м Уралмашзавода осна-
щается металлическими теплообменниками из жаропрочной ста-
ли Х23Н18 ГОСТ 5632—61. Элементы теплообменников попарно
соединены в центре печи болтами, а к корпусу печи крепятся
шарнирно. В остальном эти теплообменники, их конструкция и
размеры аналогичны описанным выше.
— 64 —
Испытания ячейковых теплообменников показали, что они
разрушают гранулы, способствуя пылеобразованию. Для устра-
нения этого недостатка и дальнейшего улучшения их тепловой
эффективности Гнпроцемент сконструировал винтовой шарнир-
ный ячейковый металлический теплообменник (рис. 20).
По предложению конструкторов завода им. Тельмана в печи
размерами 4,5x170 м Белгородского цементного завода установ-
лен металлический теплообменник из U-образно согнутых листов
(рис. 21). Этот теплообменник изготовлен из стали марки Ст. 3
вместо предложенной проектом жаропрочной стали. Тем не ме-
нее теплообменники оказались эффективными и проработали до-
статочно долго (в течение 6 месяцев).
5—2142
— 65 —
Рис. 21. Металлический теплообменник печи 4,5X170 м Белгородского
цементного завода
Рис. 22. Схема установки в печи цепного периферийного
теплообменника
1—12 — точки крепления цепей одного ряда
— 66 —
Во вращающихся печах Николаевского и других цементных
заводов устанавливают цепные периферийные теплообменники
(рис. 22).
Цепной периферийный теплообменник изготовляют из таких
же цепей (диаметром 25 мм овальные, желательно из жаропроч-
ной стали), как и цепная завеса. Цепи навешивают в непосред-
ственной близости от внутренних стенок печи, натягивая их в ви-
де 12-угольников по периметру печи так, чтобы высота провиса-
ния была в пределах 100—150 мм. Шаг между отдельными
многоугольниками выбирается
минимальным (100 мм) с тем,
чтобы цепи образовывали
сплошной ковер. Многоуголь-
ники относительно друг друга
смещаются на 10° (*/з шага це-
пи). Протяженность зоны с
цепными теплообменниками
для печи размерами 4,5 X
X170 м — 13,5 м. Поверхность
теплообменников 474 м2.
Во вращающихся печах
4,5/5X135 м завода им. Тель-
мана применялись керамичес-
кие теплообменники из термо-
стойких высокоглиноземистых
материалов (рис. 23). Огнеупо-
ры для первого теплообменни-
ка, расположенного ближе к
зоне спекания, содержали 80%
flo A-A По Б-Б
Рис. 23. Схема расположения керами-
ческого теплообменника
глинозема (изготовляли их так
же, как и кирпич для подвесных сводов), а для двух других теп-
лообменников— 62% глинозема (получали их по такой же тех-
нологии, что и ковшовый кирпич). Кроме прочности, огнеупорно-
сти и достаточной термостойкости керамические теплообменники
должны обладать низкой усадкой и высокой температурой нача-
ла деформации под нагрузкой.
Наиболее слабое место конструкции керамического теплооб-
менника — его торцовые поверхности, так как они разрушаются
из-за выпадения отдельных кирпичей во время охлаждения печи
и, в особенности, при вращении печи с охлажденными теплооб-
менниками для удаления выломанной футеровки. Основные до-
стоинства керамических теплообменников — более высокая, чем
у металлических, рабочая температура и их большая теплоем-
кость, способствующая выравниванию теплового режима печи,
так как теплообменники играют роль тепловых аккумуляторов.
Однако четырехлетняя эксплуатация керамических теплооб-
менников на печах Куйбышевского и Вольского заводов показа-
ла, что они дороги в изготовлении, недолговечны в эксплуатации
и значительно увеличивают скорость газового потока, а следова-
5*
— 67 —
тельно, и вынос пыли из печи. Устанавливать их в новых мощных
печах не рекомендуется. Рационально использовать их при вы-
пуске белых и цветных цементов.
Фильтры-подогреватели. На некоторых цементных заводах за
рубежом перед началом цепной зоны на расстоянии 2—5 м от об-
реза печи устанавливают встроенные фильтры-подогреватели для
подогрева шлама и обеспыливания газов. К преимуществам вра-
щающихся печей, оборудованных указанными устройствами, от-
носятся: низкий расход тепла и высокая степень обеспыливания
газов. Некоторые зарубежные исследователи утверждают, что
при использовании таких печей в ряде случаев можно не уста-
навливать электрофильтры.
Фирма «Смидт» применяет фильтр с телами заполнения, пе-
риодически погружаемыми в карманы, устроенные в корпусе
фильтра. Такой фильтр успешно работал на печи Воскресенского
цементного завода. Однако на других заводах из-за большой
присадки пыли фильтры замазывались.
Опробование фильтров указанной конструкции и исследова-
ния происходящих в них процессов осуществлялись НИИЦе-
ментом.
В результате проведенных исследований установлено, что
наиболее эффективны фильтры, конструкции которых обеспечи-
вают устойчивую длительную работу печи при небольшом ее гид-
равлическом сопротивлении и достаточно высокой степени обес-
пыливания газов. Размеры фильтра, цепной зоны и теплообмен-
ников должны быть увязаны с основными технологическими
параметрами и размерами печи. Предварительно должны быть
установлены способы и пределы регулирования текучести шлама
в фильтре, а также гидрофильности пыли, содержащейся в газо-
вом потоке. Необходимо обеспечить минимальные колебания
влажности и химического состава шлама и топлива, постоянство
питания и аэродинамического режима печи.
Для печи 4,5 X 170 м завода им. Тельмана первоначально был
запроектирован фильтр-подогреватель сепараторного типа
(рис. 24). В этом фильтре предусматривалось резкое повышение
скорости газового запыленного потока (до 25 м!сек) с одновре-
менным многократным искривлением его пути при обтекании та-
релки фильтра. Однако наблюдения показали, что газовый поток
подхватывает капли шлама с цепных ковриков и выносит из печи
в пылевую камеру.
С учетом результатов наблюдений за работой фильтра-подо-
гревателя конструкции завода им. Тельмана для печи 4,5Х
Х170 м завод «Сибтяжмаш» разработал фильтр (рис. 25) в виде
дополнительной цепной завесы из свободно висящих цепей.
По тем же соображениям Гипроцемент в 1961 г. — в своей
рекомендации по улучшению конструкции печи 4,5x170 л огра-
ничился предложением заполнить часть уширенного цилиндра
корпуса фильтра-подогревателя цепной дополнительной завесой.
— 68 —
Рис. 24. Фильтр-подогреватель вращающихся печей 4,5x170 и 5X185 м
завода им. Тельмана (ГДР)
Рис. 25. Цепной фильтр-подогреватель завода «Сибтяжмаш»
(10А-Л
— 69 —
РазЬертка корпуса фильтра
— 70 —
В конце 1962 г., учитывая результаты работы печей завода
«Снбтяжмаш» на Ново-Здолбуновском и Пикалевском цемент-
ных заводах, Гипроцемент предложил (рис. 26) новую конструк-
цию винтового цепного фильтра-подогревателя, которую намече-
но опробовать на печах размерами 4,5X170 м Ульяновского и
Чернореченсксго цементных заводов.
РАБОТА ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ УСТРОЙСТВ
Показатели работы вращающейся печи в значительной степе-
ни зависят от исправности, бесперебойности работы и возможно-
сти регулирования тяго-дутьевых устройств в необходимых пре-
делах.
Изменение расхода первичного и вторичного воздуха сущест-
венно влияет на протяженность зоны горения и на теплообмен во
всех зонах. Увеличение общего расхода воздуха несколько пони-
жает температуру в горячих зонах и приводит соответственно к
росту температуры в зонах подсушки и подогрева, а уменьшение
расхода воздуха вызывает обратный эффект.
Общий расход воздуха, определяемый коэффициентом избыт-
ка его в отходящих газах, регулируют, изменяя режим работы
дымососа. Изменение расхода и скорости первичного воздуха
дутьевым вентилятором влияет в основном на длину и располо-
жение факела, а следовательно, и на температурное поле в печи.
Увеличение первичного воздуха до определенного предела вызы-
вает уменьшение длины факела и увеличение его температуры.
Основным условием эффективной работы вращающейся печи
является соответствие характеристик тяго-дутьевых машин и га-
зового тракта печного агрегата.
При наладке тяго-дутьевых устройств важно установить, соот-
ветствуют ли они данному печному агрегату, изучить условия их
работы и оценить экономичность. С этой целью должны быть
получены экспериментальные данные, по которым могут быть по-
строены характеристики вентиляторов или дымососов и кривые
суммарных сопротивлений газового или воздушного тракта.
Характеристикой дымососа или вентилятора называется вы-
раженная графически зависимость между основными показате-
лями их работы: полным напором (Н мм вод. ст.), потребляемой
мощностью на валу (М кет), КПД (т|) и производительностью
(и м3/ч) при данной температуре воздуха (газа) и данной скоро-
сти вращения крыльчатки.
Расчетные характеристики серийных машин даются завода-
ми-изготовителями в виде графика, подобного приведенному на
рис. 27. По оси абсцисс откладывают производительность венти-
лятора в м3)ч, а по оси ординат — напор, КПД и потребляемую
мощность.
Характеристики, показанные на рисунке, справедливы только
для вентилятора данного размера. Для вентилятора каждого
— 71 —
другого размера график расчетных характеристик следует
строить заново. Необходимо иметь также отдельные характери-
стики и в зависимости от числа оборотов вентилятора.
В связи с этим заводские характеристики вентиляторов и ды-
мососов даются в безразмерных координатах, предложенных
ЦАГИ, по коэффициентам расхода V, напора Н и мощности N, от
которых легко в каждом конкретном случае перейти к действи-
тельным значениям этих величин по следующим формулам:
Рис. 27. Характеристика дымососа Д-20Х2 при температуре
газов 200° С
-----------число оборотов 580 об/мин
------------то же, 730 »
секундный расход
— jir/n
Исек — V —- О'2 м3/сек;
4
полный напор
Н =HpUl мм вод. ст.,
мощность на валу
—1*4
7V =---------кет-
102
КПД вентилятора
VH
4= —,
N
где £>2 — наружный диаметр крыльчатки в м;
— 72 —
U2 — окружная скорость крыльчатки в м/сек.-.
Us = n^LM/ceK.
2 60
р — плотность среды, равная в кГ/секР/м*-,
у — удельный вес среды в кг/л3.
Безразмерные характеристики не зависят от геометрических
размеров вентилятора и сохраняют свое значение для всей серии
вентиляторов данного типа, что создает определенные удобства
при их применении.
В практике работы представляет интерес зависимость рабо-
чих параметров дутьевых устройств от числа оборотов вентиля-
тора и температуры среды. Зависимость производительности и
напора от числа оборотов приближенно характеризуется следую-
щими формулами:
V2^Vj^-^3/4,
«1
j мм вод. ст.
При изменении числа оборотов вентилятора КПД почти не ме-
няется и мощность составляет:
) кет.
\ «1 /
Напор, развиваемый вентилятором, зависит от удельного веса
газа, изменяющегося с температурой:
Yi ^2 3" 273
~ /1 + 273 ’
отсюда
Hi _ Yi __ /2 + 273
W2 у2 ti + 273
Соответственно изменится мощность, потребляемая двигате-
лем при той же производительности вентилятора:
М __ Y1___72 + 273
Nt Y2 ” ‘*i + 273 '
Мощные вращающиеся печи (4,5X170 и 5X185 м), как пра-
вило, снабжаются двумя параллельно включенными дымососами.
Пример построения характеристики работы таких дымососов
показан на рис. 28. Здесь сплошными линиями показана характе-
ристика дымососа Д-20Х2 при температуре газов 200° С и скоро-
сти вращения 580 об/мин, а пунктиром — характеристика двух
параллельно работающих дымососов. Если производительность
работающих параллельно дымососов в два раза больше, то
6—2142
— 73 —
развиваемое ими давление и КПД не меняются. Значения мощ-
ности при этом в два раза увеличиваются.
Для параллельной работы следует выбирать вентиляторы с
одинаковой характеристикой, так как разнотипные вентиляторы
могут создать неустойчивый режим с пульсирующими напором и
нагрузкой электродвигателей.
Последовательное соединение вентиляторов применяется тог-
да, когда один из них не в состоянии преодолеть сопротивление
газового тракта. При этом нагнетательный патрубок одного из
Рнс. 28. Характеристика
дымососа Д-20Х2 при
580 об/мин и температуре
газов 200° С
-------при работе одного ды-
мососа
-------- при параллельной ра-
боте двух дымососов
них соединяется со всасывающим патрубком другого. Общая
производительность двух последовательно работающих вентиля-
торов несколько больше производительности одного из вентиля-
торов. При последовательном включении каждый вентилятор
имеет производительность, равную общей производительности
двух вентиляторов. Общий напор больше напора, создаваемого
только одним вентилятором, но меньше суммарного напора двух
вентиляторов. Суммарная характеристика составляется как сум-
ма ординат первого и второго в точках с одинаковыми значения-
ми производительности. При последовательном включении вен-
тиляторов режим их работы устойчивый.
Напор и производительность тяго-дутьевых устройств долж-
ны полностью соответствовать характеристикам газового и воз-
душного трактов.
Нормальная работа тяго-дутьевых устройств нарушается из-
за неплотностей в трактах, вызывающих присосы или выбивание
воздуха, повышение сопротивлений газовых и воздушных трактов.
Влияют на нее и механические неполадки при работе тяго-дуть-
евых устройств (ротор задевает о кожух, истирается абразивной
пылью, возникают вибрации, нагреваются подшипники и др.), а
также высокая температура отходящих газов.
Низкий КПД и использование неэкономичного способа регу-
лирования работы применяемой конструкции тяго-дутьевой уста-
новки приводят к повышенному расходу электроэнергии.
— 74 —
Применяют три способа регулирования центробежных венти-
ляторов: дроссельный или шиберный, изменением числа оборо-
тов и направляющими аппаратами, устанавливаемыми на всасы-
вающей стороне.
Дроссельное или шиберное регулирование центробежного
вентилятора распространено очень широко. Оно осуществляется
при помощи шибера, устанавливаемого на всасывающей или на
нагнетательной стороне вентилятора, работающего с постоянным
числом оборотов. Как видно из рис. 29,
изводительности вентилятора (в этом
случае выбирают вентилятор с макси-
мальной характеристикой) сопровож-
дается введением в сеть дополнитель-
ного сопротивления шибера. Таким об-
разом, вентилятор переходит на дру-
гой режим работы, причем сопротивле-
ние, которое он преодолевает, склады-
вается из сопротивления сети при за-
данной производительности и дополни-
тельного сопротивления шибера.
По характеристике вентилятора
можно видеть,, что этот способ регули-
рования очень неэкономичен из-за
больших потерь энергии при дросселировании. При этом со сто-
роны всасывания потери меньше, чем со стороны нагнетания.
Регулирование изменением числа оборотов вентилятора эф-
фективно. В этом случае режим работы вентилятора самый эко-
Hm*f(V)npu n‘ton$t
Характеристики
сети
всякое уменьшение про-
Нс/п
О
Ум3/сек
Рис. 29. Потери при дрос-
сельном регулировании
/ — сопротивление шибера;
// — сопротивление сети
Рис. 30. Характеристика
вентилятора при регулиро-
вании изменением числа
оборотов
Рис. 31. Характеристика
вентиляторов при регу-
лировании направляю-
щим аппаратом
номичный. На рис. 30 он соответствует точке пересечения харак-
теристики вентилятора и сети.
Однако такой способ регулирования не получил широкого
распространения, так как двигатель с переменным числом обо-
ротов дорог и требует внимательного обслуживания. Не всегда
возможно и применение постоянного тока.
6*
— 75 —
При регулировании направляющими аппаратами можно в со-
ответствии с режимом работы печи изменить характеристику ды-
мососа нужным образом, не вводя в сеть дополнительное сопро-
тивление (рис. 31). Направляющий аппарат, состоящий из систе-
мы поворачивающихся лопаток, из-за предварительного закручи-
вания потока газов в сторону вращения рабочего колеса снижа-
ет развиваемое вентилятором давление и потребляемую им мощ-
ность. В этом случае кривая потребляемой мощности, или так на-
зываемая регулировочная характеристика, будет расположена
ниже кривой мощности, получаемой при дроссельном регулиро-
вании производительности машины.
ОБЕСПЫЛИВАНИЕ ПЕЧНЫХ ГАЗОВ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ
УЛОВЛЕННОЙ ПЫЛИ
Наиболее эффективными пылеулавливающими установками
в цементной промышленности являются электрофильтры. Для очи-
стки газов из вращающихся печей на цементных заводах приме-
няют горизонтальные трехпольные электрофильтры типа ДГПН
с карманными осадительными электродами. На ряде действую-
щих и реконструируемых предприятий из-за отсутствия площа-
дей для размещения горизонтальных многопольных электро-
фильтров установлены вертикальные электрофильтры типа ДВП.
Кроме того, на некоторых цементных заводах используют им-
портные горизонтальные и вертикальные электрофильтры.
При правильном режиме эксплуатации электрофильтров сте-
пень улавливания пыли в них (КПД) достигает 98—99%.
Процесс электрической очистки газов определяется в основ-
ном вольтамперной характеристикой электрофильтра, т. е. вели-
чиной приложенного к электродам напряжения и величиной то-
ка, потребляемого электрофильтром. Вольтамперная характери-
стика электрофильтра зависит как от конструктивных факторов
(расстояние между электродами, форма и диаметр коронирую-
щих электродов), так и от технологических параметров запылен-
ного газа (температура, влажность, скорость и состав газа, коли-
чество и свойства пыли).
Форма и диаметр электродов. Коронирующие электроды из-
готовляют из различных коррозиеустойчивых материалов (не-
ржавеющая или закаленная сталь, свинец, вольфрам, титан и
другие редкие металлы). Они представляют собой прямой про-
вод круглого или квадратного сечения. Иногда применяется про-
вод типа «Колючая проволока» или звездообразного сечения, ко-
торые способствуют образованию большой короны. Чем более
острую форму имеет поперечное сечение коронирующего элек-
трода, тем меньшее напряжение необходимо для получения ко-
роны. При расчете электродов следует учитывать, что провод
большого диаметра характеризуется высокой механической
— 76 —
прочностью, а провод малого диаметра требует меньшего на-
чального напряжения для образования короны.
Температура и влажность газов. Температура газов на вхо-
де в электрофильтр не должна превышать 250° С, оптимальной
следует считать 150—180° С. В тех случаях, когда очищаемые от
пыли газы вращающихся печей имеют температуру выше 250° С,
их необходимо охлаждать перед подачей в электрофильтр. При
этом снижается вероятность образования обратной короны, т. е.
улучшаются условия работы электрофильтра и повышается эф-
фективность очистки газов.
Наиболее распространенный способ охлаждения и одновре-
менного увлажнения относительно сухих и горячих газов — рас-
пыление через форсунки воды в горячем газе до поступления в
электрофильтр. Для этого в основном применяют полые скруб-
беры с полным испарением воды.
Работа электрофильтров в значительной мере зависит от
влажности очищаемого газа. Увеличение влажности способству-
ет общему улучшению работы электрофильтров, так как при
этом уменьшается потребление тока электрофильтром.
Чтобы избежать залипания электродов, стенок газоходов и
бункеров температура очищаемого газа в электрофильтре при
увлажнении должна быть выше точки росы на 20—35° С. В про-
тивном случае дальнейшее улавливание пыли невозможно. Кро-
ме этого, при обеспыливании охлажденных влажных газов воз-
можна сильная коррозия аппаратуры.
Запыленность и скорость газов. Известны случаи, когда при
очистке в электрофильтре газов с большой запыленностью по-
требляемый ток уменьшается почти до нуля, при этом очистка га-
зов резко ухудшается. Такое явление называется запиранием
короны. Кроме того, большая концентрация пыли в очищаемом
газе, особенно пыли, обладающей значительным электрическим
удельным сопротивлением, усложняет удаление ее с электродов,
требует интенсивного их встряхивания, усиливает износ встряхи-
вающих механизмов и конструкций подвеса электродов и т. д.
В таких случаях желательна предварительная, так называемая
грубая, очистка газов, поступающих в электрофильтры. Чтобы
предотвратить запирание короны, также следует, если это мож-
но, снизить скорость газа в электрофильтре путем уменьшения
газовой нагрузки (количества поступающих в фильтр газов).
Для печей, оборудованных концентраторами шлама, циклон-
ными теплообменниками и конвейерными кальцинаторами, сле-
дует применять двухстадийную очистку печных газов; первая
стадия — группа циклонов, вторая — электрофильтры или рукав-
ные фильтры с рукавами из стеклоткани.
Из большого числа различных конструкций циклонов на це-
ментных заводах наиболее распространены циклоны типа ЦН
системы НИИОГаз конструкции Гипрогазоочистки, устанавлива-
емые группами, ц группы циклонов типа «Крейзель».
— 77 —
Циклоны в основном менее эффективны, чем электрофиль-
тры. Обычно они улавливают лишь около 50% частиц пыли диа-
метром порядка 20 мк. При очистке газов с частицами пыли
большего размера КПД циклонов возрастает и составляет при
размере частиц в 40 мк около 80%• Однако, поскольку свыше
70% цементной пыли состоит из частиц диаметром менее 20 мк,
то рекомендовать циклоны для окончательной очистки газов не
следует.
Чтобы обеспечить нормальную эксплуатацию циклонов, не-
обходимо соблюдать следующие условия:
а) не допускать нарушений уплотнений и, следовательно,
подсосов наружного воздуха, так как даже при небольшом под-
сосе воздуха через'нижнюю часть циклона поток его захватыва-
ет уловленную пыль и выносит ее в выходную трубу, резко сни-
жая степень улавливания пыли (КПД);
б) своевременно удалять из циклона уловленную пыль, так
как скопившаяся в циклоне пыль может быть увлечена в выход-
ную трубу потоком газа;
в) количество газа, поступающего на очистку в установку,
должно соответствовать типу и размерам циклона. Если оно
уменьшается, снижается скорость газа на входе в циклон, что
снижает КПД циклона. В отдельных случаях для повышения
скорости газа в группе циклонов можно часть их отключить.
При чрезмерном увеличении количества газа, поступающего
на очистку, возрастает гидравлическое сопротивление циклонов
без повышения КПД;
г) при очистке влажных газов во избежание конденсации
влаги и замазывания циклонов увлажнившейся пылью темпера-
тура газов должна быть выше точки росы на 20—35° С в за-
висимости от гигроскопичности пыли, а циклоны необходимо по-
крывать тепловой изоляцией.
По мере интенсификации процесса обжига цементного клин-
кера, а также в связи с вводом в эксплуатацию мощных вра-
щающихся печей размерами от 4x150 до 5x185 м, средний пы-
левынос из которых составляет 8—10% от количества обжигае-
мого в них сырьевого материала, проблема обеспыливания
отходящих газов вращающихся печей и использование уловлен-
ной пыли приобретают большое народнохозяйственное зна-
чение.
Рациональнее всего использовать уловленную пыль путем
возврата ее в печь. Однако при обжиге некоторых сырьевых сме-
сей пыль, выносимая отходящими газами печей, содержит значи-
тельное количество щелочей. В этом случае подача пыли в печь
приводит к обогащению клинкера щелочами, что резко снижает
его качество. При оборудовании вращающейся печи горизонталь-
ными электрофильтрами появляется возможность удалять часть
наиболее тонких фракций пыли, осевших в бункере третьего по-
ля, что снижает содержание щелочей в возвращаемой в печь пыли.
— 78 —
Необходимо следить за тем, чтобы общее содержание щелочей в
клинкере не превышало 0,6—1%.
В настоящее время в отечественной цементной промышленно-
сти в основном применяют следующие способы возврата пыли в
печь.
На заводах, работающих по сухому способу производства,
пыль возвращается непосредственно в силосы для сырьевой му-
ки, где смешивается с сырьевой мукой, поступающей из мельниц,
и подвергается корректированию в общем потоке.
При эксплуатации старых вращающихся печей сравнительно
небольшой мощности, работающих по мокрому способу и не обо-
рудованных эффективными пылеулавливающими устройствами,
часть пыли (100—600 кг!ч} оседает в пылеосадительных каме-
рах. Такое небольшое количество пыли, возвращаемой в печь
вместе со шламом, существенно не нарушает установленный ре-
жим работы печи. Введение в шлам пыли из высокопроизводи-
тельных вращающихся печей в количестве от 1,5 до 5 т!ч и бо-
лее в ряде случаев приводит к загустеванию шлама, образованию
шламовых колец и переливанию шлама из печей в пылеосади-
тельные камеры, что нарушает нормальный режим работы печи.
На Себряковском, Алексеевском и других заводах, где для
обжига клинкера используют топливо с высокой теплотворной
способностью, пыль подается в горячий конец печи с помощью
пневмовинтового насоса. Однако при этом ухудшается видимость
в печи, пыль поступает неравномерно, увеличивается общий пы-
левынос, что неизбежно нарушает режим работы печи и снижает
качество клинкера.
Надо особо отметить, что выбор рационального способа ис-
пользования пыли в первую очередь зависит от ее физико-хими-
ческих свойств. Так, на цементном заводе «Гигант» и Нижне-Та-
гильском заводе пыль, смешанная со шламом в смесительном
шнеке, бесперебойно подается в холодный конец печи, не вызы-
вая образования комьев и колец. На заводе «Большевик» пыль
предварительно гранулируют и подают в печь вместе со шламом.
Между тем подача пыли вместе со шламом на Белгородском,
Алексеевском и ряде других заводов вызывает загустевание шла-
ма и образование комьев в печи.
В настоящее время советские и немецкие специалисты разра-
ботали варианты питателей для подачи пыли через корпус печи
за цепную завесу. Такие питатели называют периферийными или
кольцевыми.
Кольцевой питатель конструкции завода им. Тельмана, уста-
навливаемый на печах диаметром 4,5 и 5 м, представляет собой
канал в виде четырехугольной спирали, один конец которой вхо-
дит в окно в корпусе печи, а другой — в цилиндрическую коль-
цевую полость корпуса питателя. В эту полость по трубе подает-
ся пыль, которая при вращении печи, пересыпаясь по спирально-
му каналу, поступает в печь. В углах спирального канала пыль
— 79 —
задерживается, образуя тем самым затвор, предотвращающий
выбивание газов и подсосы воздуха в печь.
Такой периферийный питатель испытан на печах ряда цемент-
ных заводов: Белгородском, Магнитогорском, Пикалевском,
Еманжелинском, «Пунане-Кунда». В настоящее время эти загру-
зочные устройства не работают из-за ряда недостатков. Практи-
чески надежного уплотнения не создается, газы и пыль выбива-
ются из печи, пыль налипает в лабиринтном уплотнении пита-
теля.
Рис. 32. Кольцевой питатель пыли конструкции института Гипро-
цемент
На Магнитогорском заводе в корпусе питателя, приваренного
непосредственно к корпусу печи, возникали радиальные трещи-
ны, появление которых объясняется неправильно выбранным ре-
жимом сварки и неверным посадочным размером зазора между
корпусом питателя и корпусом печи. На Белгородском заводе из-
за конструктивных недостатков питателя корпус печи деформи-
ровался.
Аналогичную конструкцию периферийного питателя пыли
разработали «Гипроцемент» и «Сибтяжмаш» (рис. 32).
‘У этого питателя в отличие от питателя завода им. Тельмана
крепление корпуса к корпусу печи болтовое, а не сварное, уплот-
нение загрузочной полости сдвоенное, изготовленное в виде сег-
ментов из прорезиненных транспортерных лент.
На Рижском цементном заводе проведены наладка и испыта-
ние предложенной работниками завода промышленной установки
для подачи пыли в печь за цепную завесу по трубопроводу без
— 80 —
применения кольцевого питателя (рис. 33). Установка проста,
удобна в эксплуатации, не требует значительных затрат средств
и металла на сооружение, и не нуждается в специальном обслу-
живании. Пыль подается здесь преимущественно на слой мате-
риала, а не под слой его, как при кольцевом питателе.
Подобная установка для вращающихся печей 4,5 X170 м была
сделана и испытана на Еманжелинском цементном заводе. От
рижской она отличалась большими размерами и наличием темпе-
ратурных компенсаторов. Теплотехнические испытания печи
с этой установкой, проведенные Гипроцементом, показали,
что работает она устойчиво и надежно, обеспечивая полную ути-
Рис. 33. Установки для пневматической подачи пыли за цепную завесу
лизацию пыли. Однако конструкция соединения подвижного и
неподвижного трубопроводов нуждается в доработке. При воз-
врате пыли в печь количество ее, выносимое газами, возрастает
на 30—35%, но удельный расход сырья при этом уменьшается на
8%, расход топлива снижается на 6%, а производительность печи
4,5X170 м возрастает примерно на 2 т/ч.
На Ново-Пашийском цементном заводе проведены испытания
опытного образца установки по возврату пыли за цепную завесу
печи 4,5X170 м, оборудованной специальным загрузочным уст-
ройством (рис. 34). Состоит оно из обечайки с отверстиями, в ко-
торые вмонтированы ковши из жароупорной стали, и экранной
обечайки. Обечайки ограничены неподвижным кожухом.
Возвращаемая пыль попадает в кожух питателя, затем черпа-
ками захватывается из кожуха и подается под проходящий по
печи слой материала.
Установка работает нормально и обеспечивает бесперебойную
и равномерную подачу в печь всей уловленной пыли. Однако об-
щий пылевынос из печи при возврате в печь пыли увеличился на
70%. Возросло также количество мелкой пылевидной фракции в
клинкере и в результате ухудшилась видимость в печи.
Таким образом, способы возврата негранулированной пыли за
цепную завесу как с применением кольцевого питателя, так и
без него имеют следующие принципиальные недостатки.
— 81 —
Рис. 34. Установка для возврата пылн во вращающуюся печь 4,5X170 л<
Ново-Пашийского цементного завода
1 — загрузочное устройство
— 82 —
Подаваемая за цепную завесу пыль подхватывается потоком
отходящих газов и повторно выносится в пылеулавливающую
установку, увеличивая ее загрузку и резко снижая степень очист-
ки отходящих газов.
В результате увеличенного выноса пыли из печи и ее присад-
ки на участке цепной завесы в ряде случаев образуются комья
и кольца, мешающие продвижению материала в печи.
Увеличенное количество пыли за цепной завесой, продвигаю-
щейся в печи быстрее, чем гранулированный материал, приводит
к волнообразному поступлению материала в зону спекания и в
связи с этим — к нарушению теплового и аэродинамического ре-
жимов работы печи — снижению ее производительности и каче-
ства клинкера.
Подача негранулированной пыли за цепную завесу приводит
к избирательному пылевыносу из печи и резкому обогащению
пыли, улавливаемой электрофильтрами, щелочами. На заводах,
где сырьевая смесь содержит много щелочей, это резко снижает
качество клинкера и полностью исключает возможность возврата
пыли в печь.
В 1961 г. на Чимкентском заводе был проведен опыт. Предва-
рительно гранулированную пыль возвращали в печь через коль-
цевой питатель. Однако гранулы во время длинного пути через
лабиринт кольцевого питателя, разрушались, забивали его и не
поступали в печь.
Отсутствие надежно работающих загрузочных устройств при-
водит к тому, что на большинстве цементных заводов пыль, улов-
ленная электрофильтрами, не возвращается в печь, а вывозится
в отвал. В результате снижается производительность печей и
значительно возрастает стоимость клинкера.
Наиболее совершенный способ возврата пыли, основанный на
принципе предварительного гранулирования ее перед подачей за
цепную завесу печи, разработан Оргпроектцементом для враща-
ющейся печи 4,5X170 м Белгородского цементного завода
(рис. 35).
Гранулируют пыль на тарельчатом грануляторе диаметром
3000 мм производительностью 12 т/ч.
Подаются гранулы в специально сконструированное лопаст-
ное загрузочное устройство печи элеватором. Устройство
(рис. 35, б) представляет собой сборно-сварную конструкцию из
трех сварных секторов и трех литых загрузочных патрубков из
жароупорной стали. Сектора и патрубки крепятся болтами и
кронштейнами, приваренными к обечайке печи. Между стенками
каждого сектора вварены по три лопасти, причем две лопасти
образуют переходный зазор с обечайкой, а третья стыкуется со
стенкой загрузочного патрубка.
Загрузочное устройство, расположенное в специальном уплот-
нительном кожухе, образует крыльчатку. Это способствует посте-
пенному пересыпанию поступающих гранул с одной лопасти на
— 83 —
Е
Рис. 35в. Уплотнение установки
1 — аэродинамическое уплотнение; в — лабиринт-
ное уплотнение; 9 — дополнительное уплотнение
Рис. 356. Лопастное загрузочное устройство
/ — обечайка печи; 2 — обечайка загрузочного устройства; 3 — крыльчатка; 4 — по-
лость крыльчатки; 5 — загрузочные патрубки; 6 — течка
другую и через загрузочный патрубок в печь. Во вращающейся
печи прорезают три отверстия размером от 300X450 до
400X600 мм в зависимости от диаметра печи.
При такой конструкции загрузочного устройства гранулы
сохраняются полностью из-за короткого пути и больших сечений
переходов, предотвращается просыпь гранул и налипание их на
лопасти, обеспечивается равномерность подачи гранул в печь, а
также возможность подачи через это устройство и негранулиро-
ванной пыли в результате высокой транспортирующей способно-
сти и хороших уплотнений.
Предварительные испытания на Белгородском заводе пока-
зали, что смонтированная установка обеспечивает бесперебой-
ную подачу гранулированной пыли за цепную завесу вращаю-
щейся печи. Производительность печи в результате возврата гра-
нулированной пыли за цепную завесу увеличилась на 7,1 % -
Общий пылевынос из печи и безвозвратный пылеунос при подаче
гранул в печь по сравнению с работой ее без возврата пыли
практически не изменились.
Содержание щелочей в клинкере при возврате гранулирован-
ной пыли в печь практически не увеличивается и составляет
0,36—0,4%. Материал в зону спекания поступает равномерно, что
обеспечивает качественное спекание клинкера.
Несмотря на то что к моменту испытания загрузочное устрой-
ство проработало свыше 10 месяцев, уплотнение работало нор-
мально, газы и пыль не выбивались, элеваторы, лопасти и течки
загрузочного устройства не замазывались.
Следовательно, наиболее рациональный способ использова-
ния пыли — возврат ее в печь.
За рубежом, кроме описанных выше способов использования
пыли вращающихся печей, применяются еще и другие. На одном
из цементных заводов США, где электрофильтры четырех вра-
щающихся печей улавливают много пыли, ее используют для пи-
тания специально установленной пятой печи. Пыль гранулирует-
ся с применением глиняного шлама определенной консистенции и
подается в печь в смеси со шламом. На другом заводе пыль,
уловленная электрофильтрами печей, предварительно корректи-
руется и гранулируется; гранулы обжигаются в отдельной шахт-
ной печи.
КОЛЬЦЕОБРАЗОВАНИЕ ВО ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ
Образование колец в зоне спекания может быть вызвано:
неравномерным питанием печи шламом и топливом, колебаниями
химического состава, тонкости помола и влажности сырьевой
смеси и топлива, низким кремнеземным модулем, высоким глино-
земным модулем, запесоченностью сырья, плохой его грануля-
цией, избирательным уносом компонентов шлама, высокой золь-
ностью топлива и большим содержанием в нем серы или окиси
алюминия, восстановительной газовой средой.
— 86 —
Шламовые кольца в зоне сушки и подогрева могут образовы-
ваться в печах малого диаметра с цепной завесой, а также при
чрезмерно низкой температуре отходящих газов и резких коле-
баниях ее, при добавке пыли в печь перед цепной завесой и
осаждении щелочей в сравнительно холодных участках печи.
Как видим, образование клинкерных колец во вращающихся
печах вызывается различными причинами, но основная из них —
поступление в зону спекания неполностью декарбонизированного
Материала-который охлаждает поверхностный слой футеровки и
прилипает к нему. Под воздействием высокой температуры при-
липший к поверхности футеровки материал размягчается и при-
нимает на себя новую порцию материала.^На образовавшееся
кольпо-интенсивнее нямятываются новые слои материала.
Неравномерное питание печи или колеблющийся химический
состав шлама и угля создают предпосылки Для перегрева поверх-
ностей футеровки и попадания на них неподготовленного мате-
риала.
Кольца в начале зоны спекания могут образовываться и при
работе на беззольном топливе. Так, например, в печи Криворож-
ского цементного завода, работающей на газе, были случаи на-
мазывания колец в начале зоны спекания.
При работе на угле кольца образуются чаще, так как с повы-
шением содержания присаживающейся к материалу золы коли-
чество жидкой фазы увеличивается. Однако высокозольное
топливо не всегда вызывает кольцеобразование. На печах Ак-
мянского цементного завода, использующего в качестве техноло-
гического топлива смесь силезского угля с эстонскими сланцами,
зольность которой достигает 35%, кольца не возникают. Это
объясняется, очевидно, тугоплавкостью золы эстонских
сланцев.
На количество присаживающейся золы, кроме зольности,
влияет тонкость помола угольной пыли. С повышением тонкости
помола присадка золы уменьшается.
Скорость газов в печи также влияет на степень присадки зо-
лы к материалу. Чем она выше, тем сильнее подъемная сила га-
зового потока, и следовательно, тем больше золы выносится из
печи.
Печь должна работать при строгом температурном режиме,
который обеспечивал бы достаточную подготовку материала к
обжигу. Так, на одном из цементных заводов сокращение пита-
ния печи шламом и равномерная его подача позволили ликвиди-
ровать кольцеобразование. На других заводах положительный
эффект дало уменьшение скорости выхода аэросмеси из пыле-
угольной форсунки. В этом случае зола топлива присаживалась
в печи ближе к высокотемпературной зоне, где материал был
почти обожжен.
По данным Слегтена [76], процесс образования кольца можно
представить следующим образом.
— 87 —
При вращении печи в различных точках ее футеровки суще-
ствует разность температур:
Д А = Л — Г
Ф Ф ф,
где /ф — температура футеровки, покрывающейся слоем мате-
риала;
/ф — температура футеровки, освобождающейся из-под слоя
материала.
Поскольку жидкая фаза в обычном цементном клинкере по-
является примерно при 1280° С, можно предположить, что кольцо
начинает образовываться при этой температуре.
Рассмотрим область, где температура материала достигает
1100°С. Температура стенки в том месте, где футеровка покры-
вается слоем материала, приблизительно равна 1370° С. Гранулы
материала, которые в нижней части откоса соприкасаются со
стенкой, быстро нагреваются до 1280е С и разогреваются еще
больше вследствие экзотермической реакции при образовании
жидкой фазы. В первую очередь расплавляется окись железа,
из-за чего поверхность гранул, как и поверхность футеровки, ста-
новится липкой. Частички пыли остаются сухими, поскольку они
вплоть до зоны кальцинирования движутся в глубине слоя мате-
риала, а зЛтем вследствие разрыхления, вызванного выделившей-
ся СОг, внезапно приобретают текучесть. Происходит разделение
гранул и пыли в слое материала, причем гранулы с одной сторо-
ны соприкасаются с факелом, а с другой — со стенками печи.
Вполне возможно, что температура пыли в глубине слоя не пре-
вышает 1100° С. Если даже частицы пыли имеют такую же темпе-
ратуру, как, например, гранулы материала размером 10 мм, то
все же они более сухие, так как их удельная поверхность больше.
Часть мелкой пыли достигает поверхности футеровки и прилипа-
ет к ней под давлением окружающих гранул.
Прежде чем материал отойдет от стенки, она может охла-
диться до 1280—1250° С. В этом температурном интервале жид-
кая фаза связывает соприкасающиеся с ней частички пыли.
Поэтому важно ограничить продолжительность этого интервала.
Приставшие к футеровке частички пыли очень сильно раска-
ляются, прилипают к появившейся уже обмазке и спекаются в
процессе нагревания до температуры 1440° С. При этом образу-
ются тонкие прослойки алита C3S. При вращении печи на по-
верхность футеровки под действием жидкой фазы налипают но-
вые частицы, и по мере роста кольца изменяются условия рабо-
ты печи. Чем больше толщина кольца, тем тоньше слой
материала над образующимся порогом и тем меньше разность
температур — f Когда слой над кольцом станет совсем тон-
ким, величина /ф приблизится-к Гф. В конце концов температура
частиц станет почти равной температуре газов в печи и кольцо
— 88 —
может начать плавиться. К расплаву будут все сильнее прили-
пать гранулы материала.
Таким образом, можно считать, что при прочих равных усло-
виях кольцеобразование усиливается при очень большой разно-
сти температур футеровки /ф— /ф , футеровки и материала
^Ф~^м, Резком различии между температурой материала в глу-
бине слоя и на поверхности, нарастающем при большом слое
материала и уменьшающемся при ускоренном вращении печи.
Лучшая подготовка обжигаемого материала, и прежде всего
полная декарбонизация, очень важна для предупреждения коль-
цеобразования в печах. Выделение СО2 вблизи кольца усиливает
охлаждение футеровки и повышает величину A
Необходимо снизить до минимума пылеобразование в печи.
Разница между текучестью пыли и гранул материала приводит
к тому, что более быстро продвигающаяся пыль прилипает к фу-
теровке.
Следует избегать чрезмерного нагревания материала при
использовании печей Леполь и печей с циклонными теплообмен-
никами.
Нежелателен короткий переходный конус от участка печи с
нормальным диаметром к расширенной части в зоне спекания,
такой конус ускоряет продвижение материала и он поступает в
зону образования жидкой фазы, не успев полностью декарбони-
зироваться.
Подготовительные зоны печи должны быть оборудованы цеп-,
ной завесой такой системы, которая обеспечивает образование
прочных гранул.
Увеличивая количество первичного воздуха, можно укоротить
факел и удлинить подготовительную зону. Факел должен быть
по возможности направлен на материал, чтобы усилить прямой
теплообмен.
Удаляют кольца различными методами в зависимости от то-
го, образовались ли они быстро или медленно, широкие они или
узкие, сплавились ли и др.
Обычно применяют следующие приемы:
отжигают кольца, изменяя периодически положение зоны го-
рения; создают сильно восстановительные или окислительные
условия в течение коротких перемежающихся периодов; резко
на короткие периоды изменяют скорость газового потока в печи;
резко охлаждают кольца воздухом; повышают тугоплавкость
сырьевой смеси; добавляют к сырьевой смеси либо уголь, либо
клинкер, либо колчеданные огарки; прибавляют к пылеугольной
топливной шихте 2—3% молотого известняка.
Если все эти способы не дают положительных результатов,
то печь останавливают и кольцо выбивают.
На одном из цементных заводов были успешно ликвидирова-
ны кольца без остановки печи. Печь работала два часа без ды-
— 89 —
мососа с прикрытым шибером естественной тяги. В этом случае
при медленном охлаждении кольца ^-модификация двухкальци-
евого силиката переходит в у-модификацию с увеличением объ-
ема до 11 % и кольцо разрушается. Кольцеобразование на этом
заводе было вызвано крайне неравномерной работой печи и вы-
сокой присадкой золы топлива к материалу из-за большого
расхода многозольного топлива во время прогрева печи после
частых остановок. График присадки золы по длине печи, постро-
енный на основании химического анализа проб материала, отоб-
ранных при остановке печи (рис. 36), показывает, что 45% всей
присаживающейся золы приходятся на первые 35 м от горячего
конца печи (т. е. на участке образования кольца).
ОСОБЕННОСТИ НАЛАДКИ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
С КОНЦЕНТРАТОРАМИ ШЛАМА
Для интенсификации работы действующих коротких вращаю-
шихся печей при мокром способе производства устанавливают
концентраторы шлама, представляющие собой устройства, в ко-
торых газы, отходящие из вращающейся печи, подогревают и
подсушивают шлам.
Наиболее эффективно повышается производительность печи
и снижается расход тепла на обжиг при установке концентрато-
ров на печах с отношением диаметра к длине 1 :20—1 :22, в ко-
торых температура отходящих газов достигает 500—600° С.
В концентраторе происходит интенсивный теплообмен между го-
рячими газами и шламом и температура газов снижается с 550—
650 до 120—180° С. Степень снижения влажности шлама в кон-
центраторе зависит от исходной влажности. Из концентратора
выходит «сухарь» с 8—12% влаги. Установка концентратора по-
вышает производительность печи на 20—25% при снижении
удельного расхода тепла на 15—20%.
Один из существенных недостатков в работе концентраторов—
повышенное пылеобразование, вызываемое истиранием высушен-
ного шлама телами наполнения.
Для налаживания работы таких печей необходимо доби-
ваться:
1) бесперебойного питания печи шламом постоянной влаж-
ности и равномерного химического состава;
2) равномерной сушки шлама в концентраторе. Влажность
материала, выходящего из концентратора, должна составлять
(в зависимости от его физико-химических свойств) 8—12%;
3) работы печи при температуре отходящих газов 120—
180° С в зависимости от физико-химических свойств обжигаемого
материала (допускаются колебания в пределах не свыше 25°).
При этом температура газов на входе в концентратор не должна
превышать 650°С; i
— 90 —
Рис. 36. График присадки золы (/), изменения потерь при прокаливании (2) и влажности шлама по длине
печи (3)
— 91 —
4) максимального уплотнения газоходов, обеспечивающего
при установленных тяго-дутьевых устройствах резерв тяги
и работу печи с коэффициентом избытка воздуха, равным
1,05—1,1;
5) пылеуноса из концентратора, не превышающего 20—25%;
6) нормальной работы устройств по двухстадийной очистке
отходящих газов, обеспечивающих санитарные нормы по запы-
ленности, а также непрерывную и равномерную подачу пыли че-
рез промежуточный бункер на тарелку гранулятора;
7) высококачественной грануляции всей уловленной пыли и
равномерной подачи гранул в печь.
В некоторых случаях возможен возврат уловленной пыли
пневмовинтовым насосом непосредственно во вращающуюся печь
без предварительной ее грануляции. Так делают на Пикалевском
цементном заводе.
Чтобы обеспечить нормальный режим работы печи при сушке
шлама в концентраторе, необходима строго постоянная загрузка
концентратора телами наполнения и оптимальная влажность
шлама. Пересушивание, а также неравномерная сушка шлама
по длине концентратора прежде всего резко повышают пылеунос.
Одновременно с этим нарушается режим пылеулавливания:
уловленная пыль неравномерно поступает на гранулятор и поэ-
тому плохо гранулируется, материал внутри печи начинает дви-
гаться волнообразно, резко возрастает безвозвратный пылеунос
и пр. Недостаточная и неравномерная сушка шлама приводит к
налипанию его на тела наполнения и колосники концентратора
и к замазыванию выходной течки, что также нарушает работу
всей установки.
Неравномерная сушка материала в концентраторе в боль-
шинстве случаев вызывается следующими причинами.
Из-за попадания гальки в зазоры клапанов и в отверстия
распределительного устройства ухудшается работа объемного
шламового питателя и распределителя шлама. Распределитель-
ные клапаны из пластмассы без направляющих приспособлений
несвоевременно отсекают шлам, и отверстия в седлах забивают-
ся шламом.
В связи с этим целесообразно изменить систему, прерываю-
щую подачу шлама в концентратор. Надо удалить резиновые
седла клапанов, пластмассовые клапаны заменить более тяже-
лыми, стальными и их снабдить специальными направляющими
приспособлениями.
Размеры отверстия для гнезд по длине распределительного
устройства должны быть одинаковыми. Устанавливают их в за-
висимости от растекаемости шлама. Для шлама средней вязко-
сти размер отверстий принимается равным 22 мм.
Чрезмерно густой шлам рекомендуется подавать в распреде-
литель с двух сторон, чтобы уровень его был постоянным. Для
равномерного его поступления с каждой стороны устанавливают
— 92 —
задвижки на подводящих шламопроводах или промежуточные
успокоительные бачки.
Если в промежуточном бункере образуются своды из пыли,
а при обрушении сводов она проходит через питающие устрой-
ства, питание гранулятора становится крайне неравномерным,
что резко ухудшает качество гранул. Чтобы это устранить, ре-
комендуется смонтировать надежно работающие питатели с пру-
жинными лопастями. Число оборотов гранулятора должно быть
не меньше 12 в минуту. Необходимо установить стационарные
тяжелые ножи и угол наклона чаши довести до 45—55°. Для уче-
та производительности грануляторов целесообразно применять
водомеры.
В отдельных случаях следует удлинить и подвести под слой
гранул течку, подающую пыль на гранулятор, а количество во-
дяных форсунок довести до трех.
Если после устранения как этих недостатков, так и выявлен-
ных в результате наладочных испытаний будет установлено, что
шлам в концентраторе постоянно пересушивается, а увеличить
питание невозможно, необходимо снизить коэффициент загрузки
концентратора телами наполнения.
Правильный выбор величины загрузки концентратора телами
наполнения — основа наладочных работ. Эта величина зависит
от начальной влажности и физико-химических свойств поступаю-
щего на обжиг шлама. Практика показывает, что чем меньше
вязкость шлама, тем тоньше пленка на телах наполнения и тем
легче частицы сухого шлама выносятся встречным потоком от-
ходящих газов, увеличивая пылеунос. Изменять загрузку кон-
центратора телами наполнения надо после тщательных иссле-
дований.
В отдельных случаях при плохой сушке материала нужно не
увеличивать количество тел наполнения, а отсортировывать раз-
битые. Иногда на определение оптимального количества тел на-
полнения наиболее существенно влияют особенности свойств
сырьевой смеси. Например, количество тел наполнения в концен-
траторе Пикалевского завода почти вдвое меньше, чем в концен-
траторе Кричевского, а между тем при сравнительно одинаковой
влажности шлама разница в производительности печей получа-
ется небольшая.
Концентратор, установленный на Пикалевском заводе, ока-
зался более мощным, чем печь, шлам в нем пересушивался и на-
блюдался большой унос пыли (28—38%); безвозвратный унос
составлял 5,5—7,5 т]ч пыли (20—25%). При наладке печи завод
работал на обычном шламе (известняк-Ьглина). Целью наладки
было уменьшить вынос пыли из концентратора. Для этого умень-
шили коэффициент загрузки концентратора телами наполнения
до 28% и тем самым снизили его производительность. Регулиро-
вали также работу гранулятора. Определяли оптимальные пара-
метры для циклонов. Было установлено, что оптимальные вход-
— 93 —
ные скорости в циклонах типа «Крейзель» составляют 18—
21 м]сек, при этом степень улавливания пыли 0,85—0,87, а без-
возвратный пылеунос 2,3—2,5%. Аэродинамическое сопротивле-
ние циклонов при таком режиме — 80—100 мм вод. ст.
Чтобы поддерживать такой режим, в отдельных случаях сле-
дует отключить часть циклонов.
ОСОБЕННОСТИ НАЛАДКИ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕН
с циклонными теплообменниками
В отечественной и зарубежной цементной промышленности
работает сейчас более 100 печных установок с циклонными теп-
лообменниками. На заводах установлены теплообменники фирм:
«Гумбольдт» с вертикальным расположением циклонов; «Крупп»
с компоновкой циклонов в одной горизонтальной плоскости; «По-
лизиус», в которых парные циклонные теплообменники работают
вместе с одним шахтным завихрителем; «Смидт», представляю-
щие собой два коаксиально расположенных циклона (циклон в
циклоне).
Принцип работы всех указанных теплообменников в тепло-
техническом отношении идентичен. До поступления в печь сухая
негранулированная сырьевая смесь, находясь во взвешенном
состоянии, подвергается в циклонных теплообменниках воздей-
ствию горячих отходящих газов, что обеспечивает интенсивный
теплообмен между материалом и газами, улучшение теплоис-
пользования в коротких вращающихся печах и повышение их
производительности. В циклоне любой конструкции теплообмен
осуществляется по принципу прямотока газов и материала, а
теплообмен во всей системе циклонов — по принципу противо-
тока.
Разница между теплообменниками перечисленных типов — в
количестве ступеней теплообмена, ветвей теплообменников и в
отдельных конструктивных особенностях. Печи с циклонными
теплообменниками системы Гумбольдта работают на Спасском,
Кузнецком и Косогорском цементных заводах. В табл. 9 указаны
типоразмеры и основные параметры работы некоторых вращаю-
щихся печей с циклонными теплообменниками.
Циклонный теплообменник системы Гумбольдта состоит, как
правило, из четырех отдельных циклонов, установленных после-
довательными ступенями друг над другом и соединенных газо-
ходами. Циклоны футерованы огнеупорным кирпичом. Для пре-
дотвращения подсосов холодного наружного воздуха и уменьше-
ния теплопотерь циклоны и газоходы тщательно уплотняют и
теплоизолируют. Сырьевая смесь поступает в загрузочный па-
трубок верхнего циклона и последовательно переходит из одного
циклона в другой. Нагревают ее движущиеся ей навстречу отхо-
дящие печные газы.
При применении четырехступенчатого циклонного теплообмен-
— 94 —
Таблица 9
СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ДЕЙСТВУЮЩИХ ВРАЩАЮЩИХСЯ
печей с циклонными теплообменниками СИСТЕМЫ ГУМБОЛЬДТА
Место установки печи Размеры печей в м По- верх- ность футе- ровки В JH'2 Отно- шение L D Пр оизво- ди те ле- ность печи в т/ч Удельный расход тепла в ккал 1кг клинкера Удельный съем с поЕерх- иости футеров- ки в кг'м1
ФРГ, Вестфалия 3,4x42 396 14 16,65 900 42
Испания, Мадрид .... 3,4X46 4.34 15,4 18,75 900 43,1
Польша, Краков 3,6X51 513 16 20,8 800 40,7
Австрия, Куфштейн . . . Турция, Анкара 3,5x48 468 15,5 21 850 45
3,6x50 504 15,6 23 950 45,7
США, Пенсильвания . . . 3,35x53,4 495 18,5 21,2— 24,8 1190 42,8—50
Чехословакия, Радотин . 4x58 655 16 33,3 950 50,9
СССР, Спасский цемзавод . 3,6x51 513 16 22—21,4 950— 1000 42,9— 41,7
То же 3x59,2 484 22,7 15,75 975 32,6
СССР (проект) 3,6x59,2 596 18,5 25 950 42
Типовой проект . . . 4x60 679 16,6 30 — 44,2
ника перепад температуры материала на каждой ступени состав-
ляет около 200° С.
При нагревании сырьевой смеси во взвешенном состоянии
до 900—1000°С происходит дегидратация и частичная декарбо-
низация. Весь этот процесс продолжается практически не более
2 мин.
При установке циклонных теплообменников на действующих
печах производительность повышается на 20—25%, а удельный
расход тепла на обжиг снижается на 30—35%.
Наибольшее повышение производительности печи достигает-
ся при установке циклонных теплообменников на печах с отно-
шением длины к диаметру 16—18. У печей с отношением -^->18
из-за лишней длины снижается температура газов, поступающих
из печи в циклонные теплообменники, что обусловливает ухуд-
шение тепловой подготовки сырьевой смеси в циклонных тепло-
обменниках.
При наладке вращающихся печей с циклонными теплообмен-
никами необходимо установить оптимальный аэродинамический
режим и обеспечить непрерывное и равномерное питание сырьем.
Неравномерная подача сырья, резкие колебания его химиче-
ского состава и нагрев сырья сверх 800° С вызывают зависания
сырьевой смеси в циклоне первой ступени и необходимость оста-
новки печи для чистки теплообменников. Вид топлива также
влияет на работу циклонных теплообменников. Применение мно-
гозольного топлива, особенно содержащего сернистые соедине-
ния, вызывает налипание золы на стенки переходной головки,
соединяющей циклон первой ступени с вращающейся печью.
— 95 —
Поэтому желательно вести обжиг на беззольном или малозоль-
ном топливе. Значительное повышение температуры газов (выше
1000° С), поступающих в циклон первой ступени, сжигание топ-
лива с большим химическим недожогом и перевод печи на тихий
ход также приводят к зависанию сырья в циклоне первой сту-
пени.
При комплексной наладке вращающихся печей с циклонными
теплообменниками на Спасском цементном заводе наладчики
стремились создать оптимальный аэродинамический режим в си-
стеме циклонных теплообменников. С этой целью было умень-
шено гидравлическое сопротивление системы со снижением ско-
рости газа за счет увеличения сечения всех газоходов системы
(кроме газохода между III и IV ступенями). В соответствии с
аэродинамическим расчетом Гипроцемента изменена конструк-
ция «холодной» головки печи, сечение ее было увеличено для
свободного прохода газов. Чтобы повысить температуру матери-
ала, поступающего в печь, и устранить возможность попадания
сырьевой смеси непосредственно в печь, минуя циклон первой
ступени, течку из-под циклона второй ступени ввели в газоход
выше. Для повышения степени подготовки сырьевой смеси в ци-
клонных теплообменниках проходные сечения и углы наклона
течек из-под циклонов I—III ступеней были увеличены. Под теч-
ками на расстоянии 500 мм были установлены тарелки-рассека-
тели, позволяющие сравнительно равномерно распределять ма-
териал по сечению газоходов. В результате усиленного контроля
за составом сырьевой смеси и угольной шихты был стабилизиро-
ван тепловой режим агрегата. Таким образом, зависание мате-
риала в циклонных теплообменниках из-за перегревов почти пре-
кратилось.
Результаты исследований по изучению степени подготовки
сырьевой смеси в циклонных теплообменниках приведены в
табл. 10.
Таблица 10
СРЕДНИЕ ДАННЫЕ О ТЕПЛОВОЙ ПОДГОТОВКЕ СЫРЬЕВОЙ СМЕСИ
В ЦИКЛОННЫХ ТЕПЛООБМЕННИКАХ ПЕЧИ Ай 4
СПАССКОГО ЦЕМЕНТНОГО ЗАВОДА
Циклоны П. п. п. в % Температура в град
сырьевой смеси газов иа выходе из циклонов
I ступени 28.76 715 795
II » 31,16 600 670
III » 34,02 480 550
IV » 34,98 270 350
Возможно и дальнейшее улучшение степени подготовки сырь-
евой смеси за счет повышения температуры газа на выходе из
печи и снижения подсосов воздуха в систему.
— 96 —
ОСОБЕННОСТИ НАЛАДКИ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
С КОНВЕЙЕРНЫМИ кальцинаторами
Эффективная работа печей с конвейерными кальцинаторами
обусловлена достаточно высокой степенью использования теп-
ла отходящих из вращающихся печей газов для сутки сырьевой
смеси и частичной ее декарбонизации при интенсивном тепло-
обмене в слое гранул, находящихся на решетке конвейерного
кальцинатрра.
Конвейерный кальцинатор представляет собой передвигаю-
щуюся в неподвижном, футерованном огнеупорным кирпичом
кожухе бесконечную колосниковую решетку, подающую в печь
гранулированную сырьевую смесь. Через слой гранул сверху
вниз просасываются отходящие от печи газы.
Кожух разделен на две камеры, первая из них соединена с
вращающейся печью, а вторая — с двумя дымососами. Газовоз-
душный поток с температурой 900—1000° С, поступая в первую
камеру, благодаря разрежению, создаваемому работой первого
дымососа, просасывается через слой подсушенного материала.
Затем газовоздушный поток перемещается во вторую камеру
кальцинатора и уже вторым дымососом просасывается через
слой еще влажного материала, отдавая ему не только тепло, но
и пыль, унесенную из печи и из первой камеры. Во второй каме-
ре поддерживается определенный режим, при котором темпера-
тура над слоем гранул в зависимости от их свойств не превы-
шает 200—300° С, что обеспечивает их сохранность при подсушке.
В печах старых конструкций режим во второй камере под-
держивают, разбавляя холодным воздухом часть газов, проса-
сываемых через розжнговую трубу из надколосникового прост-
ранства первой камеры, т. е. до прохождения их через слой гра-
нул в первой камере. В печах современных конструкций
осуществлен двойной просос газов через слой материала, чем
достигается более полное использование тепла.
Опыт эксплуатации печей с конвейерными кальцинаторами
показал, что основные технологические и аэродинамические па-
раметры в зависимости от свойств сырьевых материалов и усло-
вий эксплуатации печей колеблются в следующих пределах:
тонкость помола сырья (остаток на сите
№ 008).................................. 8—12 %
влажность гранул ......................... 12—14 %
высота слоя на решетке.................... 14—18 см
температура отходящих газов............... 80—120° С
» газов в камере сушки............... 250—-300е С
» » кальцинирования.......... 900—1100° С
удельный расход тепла..................... 900—1000
ккал/ке
клинкера
коэффициент избытка воздуха за печью . . . а=1,1-=-1,2
то же, за кальцинатором................... а=1,8-5-2
7—2142
— 97 —
Технические особенности обжига клинкера в печах с кон-
вейерными кальцинаторами обусловливают высокие требования
к физическим свойствам гранул сырья, таким как однородность
фракционного состава, механическая прочность, размер, пори-
стость, влажность и сопротивляемость истиранию. Прочность
влажных гранул должна быть такой, чтобы они не разрушались
при поступлении из гранулятора на решетку конвейерного каль-
цинатора и были устойчивыми под воздействием лежащего вы-
ше слоя при вибрации кальцинатора.
Для создания в кальцинаторе слоя шихты с оптимальной га-
зопроницаемостью должен быть обеспечен однородный фракци-
онный состав гранул с оптимальными размерами. При неравно-
мерном увлажнении сырьевой муки и неправильном режиме
работы гранулятора образуются гранулы, неодинаковые по раз-
мерам — от 2 до 25 мм. Горячие газы, просасываемые через слой
гранул, устремляются в наиболее пористые участки слоя (между
крупными гранулами) и плохо проникают через слой более мел-
ких гранул.
Исследованиями установлено, что наиболее устойчивы при
движении по решетке кальцинатора гранулы размером 10 мм.
Они обеспечивают наилучшую пористость слоя, а следовательно,
максимальную газопроницаемость. При уменьшении размера
гранул станет больше просыпи через решетку кальцинатора,
имеющую зазоры 7 мм. Крупные гранулы размером 15—25 мм
даже из пластичных сырьевых смесей при быстрой сушке разру-
шаются. Следовательно, гранулятор должен быть отрегулирован
таким образом, чтобы получались гранулы размером 8—15 мм
с оптимальной влажностью.
Важное условие хорошей работы печи — соблюдение режима
сушки гранул в камере сушки конвейерного кальцинатора, так
как гранулы разрушаются, как правило, при нарушении режима
сушки. Часто наблюдаемое при сушке малопластичных сырье-
вых материалов растрескивание и рассыпание гранул значитель-
но снижает газопроницаемость слоя, что, в свою очередь, вызы-
вает уменьшение степени декарбонизации известняка в следую-
щей камере кальцинатора, отрицательно сказывается на работе
вращающейся печи, снижая ее производительность и повышая
расход топлива из-за недостаточной тяги. Поэтому надо обра-
щать самое серьезное внимание на равномерность высушивания
гранул в камере сушки; это особенно важно при непрочных гра-
нулах из малопластичной известняково-шлаковой сырьевой
смеси.
Нужно обязательно периодически определять влажность гра-
нул и разрежение по длине конвейерного кальцинатора для ре-
гулирования прососа газа. По этим показателям кальцинатор-
щик должен регулировать сушку в соответствии с режимом,
устанавливаемым экспериментально для каждого завода в зави-
симости от состава сырьевых материалов и условий сушки.
— 98 —
В сушильной камере надо не только поддерживать необходи-
мую температуру для равномерной сушки гранул на протяжении
всей камеры, но и обеспечивать просасывание через слой гра-
нул достаточного количества газов. Дымососы должны иметь
значительный запас мощности по сравнению с расчетной, по-
скольку газопроницаемость слоя материала на решетке кальци-
натора в отдельные периоды может резко снижаться из-за не-
удовлетворительной грануляции, вызванной изменением состава
сырьевой смеси, повышением ее температуры, грубым помолом,
неравномерной дозировкой сырьевой смеси и воды в грануля-
тор и др.
Созданные за последние годы тарельчатые (чашевые) грану-
ляторы позволяют получать гомогенные и достаточно прочные
гранулы любой величины из сырьевой смеси и уловленной из от-
ходящих газов пыли. Регулируют работу тарельчатого грануля-
тора, изменяя угол наклона тарелки, число ее оборотов, высоту
борта, место загрузки материала и способ увлажнения.
Чем круче установлена тарелка гранулятора, тем мельче
будут получаемые гранулы. Для того чтобы материал мог над-
лежащим образом распределиться по поверхности тарелки, уве-
личивают не только угол наклона тарелки по отношению к гори-
зонтали, но й число ее оборотов. Изменять наклон тарелки мож-
но только в определенном интервале — практически от 35 до
55°. Нижний предел равен углу естественного откоса увлажнен-
ного негранулированного материала. Переход за нижний предел
угла наклона нарушает нормальный процесс грануляции из-за
образования подушки из материала. Переход за верхний предел
угла наклона резко сокращает используемую площадь тарелки.
С увеличением борта тарелки возрастает время пребывания
материала на ней, а следовательно, увеличивается диаметр об-
разующихся гранул.
Место загрузки материала и способ увлажнения водой уста-
навливают практически в зависимости от свойств гранулируе-
мых материалов.
Для получения крупных гранул диаметром от 10 до 30 мм
(рис. 37, а) угол наклона тарелки должен находиться в пределах
45—50° при сравнительно большой высоте борта. Для разбрызги-
вания воды устанавливают одну форсунку. Степень распыления
воды должна быть невысокой. При грануляции пластичных ма-
териалов диаметр разбрызгивающего отверстия форсунки может
достигать 8 мм. Материал подается в гранулятор на нижнюю
половину тарелки, а вода — на верхнюю.
Чтобы получить более мелкие гранулы размером 5—10 мм
(рис. 37,6), угол наклона тарелки увеличивают примерно до
52°, а высоту борта уменьшают на 10—-15%. Для разбрызгива-
ния воды устанавливают две форсунки. Одна из них будет пода-
вать воду с высокой степенью распыления, направляя ее непос-
редственно под материал, поступающий на верхнюю половину
7*
— 99 —
тарелки. Вторая подает воду с такой же небольшой степенью
распыления, как и при получении крупных гранул, и направляет
ее на материал.
Способность материалов гранулироваться и сохранять проч-
ность под действием высоких температур зависит прежде всего
от физических свойств сырьевых материалов. Хорошо гранулиру-
ются пластичные известняково-глинистые сырьевые смеси и мер-
гель. Доменные шлаки, глинистые сланцы и лёсс целесообразно
Рис. 37. Установка тарельчатого гранулятора для получения
гранул размером 10—30 мм (о) и размером 5—10 мм (б)
1 — тарелка гранулятора; 2— шнек для подачи материала; 3— фор-
сунка для воды (грубого распыления); 4 —- форсунка для воды (тонкого
распыления)
гранулировать лишь в смеси с достаточно пластичным известия-
ком. При этом следует иметь в виду, что некоторые активные
доменные шлаки после увлажнения быстро схватываются. Это
создает трудности в эксплуатации гранулятора и конвейерного
кальцинатора.
Пластичность ряда цементных сырьевых материалов и сырье-
вых смесей по данным Южгипроцемента [6] указана ниже. Уста-
навливали пластичность по методу «шаров», основанному на
определении механической нагрузки, под влиянием которой по-
являются трещины и изменяется диаметр шаров, приготовленных
из увлажненного до определенной степени исследуемого мате-
риала.
Сырьевые материалы
Пластич-
ность
Глина пластичная (часов-ярская)................. 245
» краматорская ............................... 192
Мел белгородский . ............................. 141
Известняк желтокаменный ........................ 125
» еленовский................................ 58
Шлак криворожский.................................. 25
» енакиевский ................................... 20
— 100 —
Сырьевые смеси
Мергель (естественная смесь)..................... 162
Глиняно-меловая.................................. 138
Известняково-глинистая........................... 130
Известняково-шлаковая криворожская.............. 111
» енакиевская ................. 47
Малопластичные сырьевые материалы можно гранулировать,
используя такие добавки, как глину, сульфитно-спиртовую барду
(с. с. б.) и др.
Представляет интерес способ получения прочных жаростой-
ких гранул из сырьевой смеси новым химико-каталитическим ме-
тодом, разработанным Институтом горючих ископаемых
АН СССР. Сущность этого метода упрочнения сырьевых гранул
заключается во введении в сырьевую шихту до 5% окиси каль-
ция (гашеной извести) с последующей ее карбонизацией отходя-
щими газами, содержащими углекислый газ. Процесс протекает
успешно в присутствии катализатора—-сахарозы.
Значительное влияние на гранулируемость сырьевых матери-
алов оказывает тонкость их помола. При грубом помоле мате-
риала силы сцепления между отдельными его частичками и водой
ослабляются, гранулы увеличиваются, становятся непрочными
как в увлажненном состоянии, так и, особенно, после удаления
воды. Поэтому тонкость помола пластичных сырьевых материа-
лов не должна превышать 15% остатка на сите № 008, а мало-
пластичных— 8%. При сверхтонком помоле сырьевой смеси
(0—3% остатка на сите № 008) из-за высокой удельной поверх-
ности материала резко повышается его водопотребность, пони-
жая прочность гранул.
Оптимальная температура сушки гранул, при которой уда-
ляется основное количество влаги без значительного разрушения
гранул, 300—350°С. Она может несколько изменяться в зависи-
мости от свойств используемых сырьевых материалов.
После прокаливания при температуре 800—1000° С прочность
гранул меняется в зависимости от структуры материала. Для
мела, мергеля, глиняно-меловой смеси характерно снижение
прочности, обусловливаемое декарбонизацией и связанным с ней
повышением пористости гранул. Прочность гранул из известняка
снижается незначительно вследствие сравнительно плотной его
структуры. Для глины, а также гранул, в состав которых входит
доменный шлак, характерно увеличение прочности, обусловли-
ваемое в первом случае — частичным внутренним плавлением,
а во втором — расстекловыванием шлака.
ОСОБЕННОСТИ НАЛАДКИ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
С КОЛОСНИКОВЫМИ ХОЛОДИЛЬНИКАМИ
Для цементной промышленности в последние годы серийно
изготовляют мощные вращающиеся печи размерами 4X150,
4,5x170 и 5X185 м. Применять в больших печах обычные (для
— 101 —
действующих цементных заводов) холодильники барабанного
или рекуператорного типа нерационально. Поэтому к таким пе-
чам устанавливают колосниковые переталкивающие холодиль-
ники «Волга-25», «Волга-35», «Волга-50» и «Волга-75» с произ-
водительностью соответственно 25, 35, 50 и 75 т!ч при конечной
температуре охлажденного клинкера около 60° С.
В зарубежной цементной промышленности эксплуатируются
колосниковые переталкивающие холодильники «Фуллер», «Фо-
лакс» и «Цементанлагенбау».
Холодильник типа «Фуллер» выпускается преимущественно
с наклонными колосниковыми решетками, а «Фолакс» — только
с горизонтально расположенной. Холодильники завода «Цемен-
танлагенбау» имели ряд конструктивных недостатков. В 1961 —
1962 гг. они были устранены. Отдельные узлы заменены новыми,
спроектированными подобно узлам холодильника типа «Фолакс».
Показатели работы холодильников на цементных заводах
представлены в табл. 11.
В холодильниках «Фолакс» и «Волга» клинкер охлаждается
так. Из печи он падает на наклонно установленные неподвижные
колосники, под которые подведен воздух высокого давления (ост-
рое дутье). При помощи острого дутья клинкер равномерно рас-
пределяется по ширине холодильника и резко охлаждается. За-
тем слой клинкера сползает на первый ряд неподвижных гори-
зонтальных колосников, где подклинивается первым рядом
подвижных колосников и просыпается на второй ряд неподвиж-
ных колосников. Таким образом он продвигается до конца решет-
ки. При этом как подвижные, так и неподвижные горизонталь-
ные колосники продуваются воздухом, поступающим из нижнего
(подрешеточного) пространства, куда он нагнетается вентилято-
ром среднего давления.
В холодильниках «Фолакс» упругость дутья регулируют, из-
меняя число оборотов двигателей вентиляторов и степень откры-
тия шиберов на воздуховодах. В холодильниках «Волга» упру-
гостью дутья управляют с помощью направляющих аппаратов
вентиляторов и шиберов воздуховодов. Воздух между колосни-
ками острого дутья распределяется индивидуальными шиберами
в патрубках распределителя над колосниками.
Из-под решетки острого дутья и из горячей камеры холодиль-
ника воздух поступает непосредственно в печь. Из холодной ка-
меры холодильника отработанный воздух можно вывести через
специальную трубу в атмосферу или использовать часть его в
качестве источника тепла для других целей (первичный воздух
для печи, воздух для сушки угля в мельнице и т. д.).
Колосниковые холодильники имеют значительные преимуще-
ства перед барабанными и рекуператорными, поскольку при
продувании воздухом слой клинкера тесно соприкасается
с охлаждающим воздухом и обеспечивается интенсивный тепло-
обмен.
— 102 —
Таблица 11
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ХОЛОДИЛЬНИКОВ ИА ЦЕМЕНТНЫХ ЗАВОДАХ СССР
Цементные заводы
Куйбышевский Ново-Здол- Белгородский
бунэвск ИЙ
Показатели печь № 2, холодильни! .Фолакс* печь № 3, холодили™ .Волга-50' с высокоте пературной решеткой печь № 4, холодиль- ник .Волга-50' печь № 6, холодильни .Цементанлагенбау" печь № 7, холодильни! .Цементанлагенбау* < высокотемпературной решеткой
Производительность в т/ч 44,8 43,3 44,2 37,8 44,5
Удельный расход электро- энергии в кет ч/т клинкера 4,7 4,6 7,3* 6.1 5.1
Просыпь клинкерной ме- лочи под решетки холоднль- ника в % — — Не бо- лее 15 22 15
Температура клинкера на входе в холодильник в °C . 1350 1210 1220 1155 1110
То же, на выходе из холо- дильника в °C 64,5 129 89 67 68,5
Температура колоснико- вой решетки в °C . . . . 69,7 128 34 98 115
Толщина слоя клинкера на колосниковой решетке в мм 200 200 200 200 . 320
Число двойных ходов (слева горячей решетки, справа холодной) . . . . 18/18 18.5/37 34/34 11/11 15/15
Ход решетки холодильни- ка (слева горячей, справа холодной) 100/100 115/100 100/100 150/150 115;115
Удельная металлоемкость в т мет./т клинке ра/ч . . 3,02 2,77** 2,83 3,31 2,92
* Мощность электродвигателей у вентиляторов общего и острого дутья
холодильника «Волга-50» Ново-Здолбуновского цемзавода завышена против
проектной.
** На холодильнике «Волга-50», установленном на Куйбышевском комби-
нате строительных материалов, горячая решетка укорочена на 840 мм (на два
ряда колосников).
— 103 —
Быстрое охлаждение клинкера в интервале температур
1250—900° С положительно влияет на свойства цемента, так как
способствует фиксации жидкой фазы в стекловидном состоянии,
предотвращает разложение алита и придает мелкокристалличес-
кую структуру клинкерным минералам и окиси магния.
Режим охлаждения клинкера в колосниковом холодильнике
неразрывно связан с работой печного агрегата. Как известно,
процессы сушки, декарбонизации, спекания и охлаждения в печ-
ном агрегате в первую очередь зависят от постоянства темпе-
ратурного режима. При равномерном поступлении в печь сырье-
вой шихты постоянного качества это обеспечивается постоянным
количеством вводимого в нее тепла с топливом и вторичным воз-
духом. Чтобы обеспечить экономичную работу печи, необходимо
достичь максимального теплосодержания вторичного воздуха и
минимального теплосодержания избыточного воздуха, выбрасы-
ваемого из холодильника в атмосферу. Теплосодержание воздуха
зависит от его количества и температуры. Необходимое количе-
ство вторичного воздуха при установившемся режиме работы
печи — величина сравнительно постоянная. Температура вторич-
ного воздуха определяется толщиной слоя клинкера на решетке
в горячей камере. Толщину слоя регулируют с таким расчетом,
чтобы при прохождении сквозь него необходимого количества
вторичного воздуха температура его повышалась до 600° С. Об-
щее количество охлаждающего воздуха при правильно выбран-
ной толщине слоя клинкера на обеих решетках должно быть
таким, чтобы он охлаждался до 50—70° С.
Тепловой режим работы холодильника устанавливается в ре-
зультате определения оптимальной высоты слоя клинкера на
решетках горячей и холодной камеры, определения оптимального
соотношения между расходом воздуха через первую (горячую) и
вторую (холодную) решетки, а также оптимального количества
воздуха, расходуемого на острое дутье в начале горячей камеры.
Оптимальную высоту слоя клинкера, а следовательно, и число
ходов решетки в минуту заранее определить нельзя, так как они
зависят от различных факторов, в том числе от гранулометриче-
ского состава клинкера. Высота слоя должна быть максималь-
ной, чтобы сквозь него могло проходить достаточное количество
охлаждающего воздуха. При очень большом слое клинкера уве-
личивается его сопротивление, и, таким образом, количество про-
ходящего воздуха уменьшается. При небольшом слое время со-
прикосновения клинкера с охлаждающим воздухом уменьшается
и вследствие этого клинкер недостаточно охлаждается. При нор-
мальной высоте слоя воздух, пронизывая клинкер, разрыхляет
его, что способствует равномерному распределению и интенсив-
ному охлаждению клинкера по всей ширине решетки.
Эффективность работы колосникового холодильника в боль-
шой степени зависит от того, насколько правильно выбран режим
подачи и распределения воздуха под решетки. К настоящему
— 104 —
времени режим воздухоподачи изучен недостаточно полно. Одна-
ко практические испытания холодильников на ряде заводов до-
казали необходимость более тщательного подбора тяго-дутьевых
машин для холодильника. Характеристика тяго-дутьевых машин,
пределы их регулирования, а также выбор системы воздухорас-
пределения в холодильнике должны базироваться на изучении
графика распределения температуры клинкера и давления воз-
духа по длине решетки.
При наладке установки необходимо обеспечить герметичность
колосникового холодильника, так как плотность системы — одно
из условий нормальной эксплуатации холодильника. Потери воз-
духа могут быть значительными даже при малейших неплотно-
стях системы вследствие большого напора охлаждающего возду-
ха при подаче в подколосниковое пространство.
8—2142
ГЛАВА II
ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ ИСПЫТАНИЯ ПЕЧНОГО
АГРЕГАТА
ПРОГРАММА И ОБЪЕМ ИСПЫТАНИЯ
Теплотехнические испытания вращающихся печей позволяют
получить основные характеристики работающего обжигового
агрегата, основываясь на которых можно определить оптималь-
ные условия его работы, обеспечивающие максимальную
производительность при минимальном расходе топлива и
сырья.
При сдаче в эксплуатацию новой или реконструированной
вращающейся печи, а также при наладке работы действующего
агрегата такие испытания обязательны.
Проводятся они в два этапа:
а) предварительное испытание — оно позволяет установить
предварительную характеристику работы вращающейся печи и
разработать мероприятия по ее наладке;
б) окончательное испытание — оно проводится для определе-
ния рациональных аэродинамического и теплового режимов ра-
боты вращающейся печи.
Проводятся эти испытания по одной и той же методике. Для
окончательного испытания необходима предварительная наладка
печи.
До начала испытания вращающаяся печь должна прора-
ботать не менее трех суток при установленном оптимальном тех-
нологическом режиме.
Такое испытание и составленный по его данным тепловой ба-
ланс характеризуют действительные технические возможности
печного агрегата.
Предварительные испытания могут быть заменены длитель-
ными наблюдениями за работой печи (4—7 суток). Приемочные
испытания новой печи должны производиться не ранее чем через
3 месяца с момента пуска ее в работу, чтобы обеспечить освоение
— 106 —
нового оборудования и избежать неполадок пускового периода.
Каждое испытание длится не менее 72 ч.
Остановки печи при испытании не должны превышать 0,5 ч.
Общий коэффициент использования печи во время испытания
должен быть не ниже 0,98, а продолжительность тихих ходов не
превышать 15 мин в смену.
При отсутствии весового учета выработки клинкера и расхода
твердого топлива (или объемного учета жидкого и газообразного
топлива) балансовое испытание неприемлемо и тепловой баланс
не составляют. В этом случае испытания могут быть заменены
длительными наблюдениями по программе, утверждаемой руко-
водством завода и организацией, проводящей наладочные ра-
боты.
Составляют план каждого испытания, в котором указывают:
цель испытания, необходимые подготовительные работы, методи-
ку замеров, распределение обязанностей среди лиц, участвую-
щих в испытании, и сроки испытаний.
Накануне испытания необходимо:
а) проверить состояние всего оборудования агрегата, чтобы
избежать простоев во время испытания;
б) проверить правильность показаний стационарных измери-
тельных приборов на щите управления печью;
в) проверить места отбора проб и установки дополнительных
контрольно-измерительных приборов для периодических заме-
ров;
г) установить леса или площадки, чтобы удобно было делать
замеры.
При испытании печи осуществляют замеры (табл. 12), необ-
ходимые для составления материального и теплового баланса
всего печного агрегата и отдельно запечных теплообменных
устройств и холодильника, а также определяют те технические
показатели, которые не входят в тепловой баланс, но нужны для
характеристики работы печи с теплотехнической, аэродинамиче-
ской и энергетической точек зрения.
Кроме того, записывают все отклонения от установленного
режима работы печи за время испытания: колебания в подаче
топлива и сырья, появление черного дыма из трубы, обрушение
приваров, изменения состояния обмазки в начале и конце испы-
тания (если наблюдалась заметная разница) и пр. При обруше-
нии приваров, а также при быстром образовании колец испыта-
ние прекращают.
Примерные схемы расположения точек замеров при испыта-
нии печного агрегата даны на рис. 38, 39, 40, 41.
Участвующие в испытаниях работники должны хорошо знать
свои наблюдательные посты, порядок производства замеров и
ведения записей измерений в журналах, а также правила техни-
ки безопасности применительно к местным условиям и в соответ-
ствии с действующей на заводе инструкцией.
8* — 107 —
Таблица 12
ПРИМЕРНЫЙ ОБЪЕМ ОПРЕДЕЛЕНИЙ,
ПРОВОДИМЫХ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ ПЕЧНОГО АГРЕГАТА
№
n/n
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Показатели
Периодичность замеров
Расход топлива
Расход сырья (шлама или сырьевой муки)
Выработка клинкера
Температура:
а) поступающего в печь топлива
б) поступающего в печь сырья
в) первичного (в форсунке) и вторич-
ного (поступающего в холодиль-
ник печи) воздуха
г) поступающего в печь возвратного
пылеуноса
д) отходящих газов в обрезе печи
е) клинкера, поступающего из печн в
холодильник
ж) воздуха, поступающего из колосни-
кового холодильника в печь и выбра-
сываемого наружу
з) клинкера, выходящего из холодиль-
ника
и) корпуса печи, холодильника, запеч-
ных теплообменных устройств и пе-
реходных камер
Количество пыли, осевшей в пылеосади-
телях и не возвращенной за время испыта-
ний в печь
Количество пыли, осаждающейся в пыле-
осадителях и возвращаемой в печь
Влажность возвращаемой в печь пыли до
и после переработки, если ее гранулируют
с добавлением воды
Количество пыли, безвозвратно вынесен-
ной нз печи с отходящими газами
Состав отходящих газов в обрезе печи
Количество первичного воздуха
Непрерывные с еже-
часным отсчетом
То же
»
2 раза в смену
То же
»
»
Каждые полчаса
Каждый час
То же
Каждые полчаса
2 раза за испытание
при установившемся теп-
ловом режиме (ночью и
днем)
Всю оставшуюся после
испытания пыль выгру-
жают и взвешивают или,
если есть возможность,
1 раз в смену определя-
ют запыленность газов
При установившемся
тепловом режиме в тече-
ние 2 ч непрерывно взве-
шивают или, если есть
возможность, 1 раз в сме-
ну, определяют запылен-
ность газов
Каждый час
1 раз в смену опреде-
ляют запыленность дымо-
вых газов
На аппаратах ГХП-ЗМ
и ГСТЛ или ХТХГ-1 каж-
дые полчаса. На аппара-
те ВТИ-2 — по каждой
средней трехчасовой про-
бе.
1 раз в смену и при
изменении положения ши-
бера
— 108 —
Продолжение табл. 12
№
п/п
Показатели
Периодичность замеров
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
Количество воздуха: общего дутья, остро-
го дутья, сбрасываемого в атмосферу и по-
ступающего из холодильника в печь
Титр шлама или содержание СО2 в сырье
Влажность шлама или сырьевой смеси
Объемный вес шлама
Химический состав сырьевой смеси, клин-
кера, возвратного и безвозвратного пыле-
уноса
Теплотворная способность топлива
Зольность топлива
Содержание летучих
Влажность форсуночного топлива
Влажность натурального топлива (при
работе печи в замкнутом цикле с мельни-
цей для одновременной сушки и помола)
Температура и состав газов, поступающих
из печи в теплообменную установку
То же, за каждым теплообменником
Температура, влажность, п.п.п. и грануло-
метрический состав материала, поступающе-
го нз теплообменной установки в печь
1 раз в смену и при из-
менении положения ши-
бера
Каждый час
То же
»
По средней пробе за
испытание и среднесмеи-
ным пробам
То же
2 раза в смену
Каждый час
То же
»
24
25
26
27
28
29
30
31
32
Пористость и прочность влажных и сухих
гранул
Продолжительность полного, среднего
и тихого ходов и остановок и их причины
При испытании установки Леполь — ско-
рость движения решетки и толщина слоя
материала
Число двойных ходов решетки в 1 мин
и толщина слоя клинкера в колосниковом
холодильнике
Температура колосниковой решетки холо-
дильника
Время наполнения шламом контрольного
бачка на полном, тихом н среднем ходу
печи
Продолжительность перерывов в подаче
топлива и сырья н их причины
Разрежение:
а) у головки печи, за обрезом печи, за
теплообменной установкой, за обес-
пыливающей установкой далее по
газовому тракту
б) за цепной завесой в печи
Температура и состав газов по газовому
тракту для определения подсосов воздуха
»
»
Температура, влаж-
ность и п.п.п. — каждый
час, гранулометрический
состав — по среднесмен-
ной пробе, составленной
из часовых проб
По среднесменной про-
бе, составленной из часо-
вых проб
Хронометраж работы
печи за время испытаний.
При изменениях скоро-
сти с указанием продол-
жительности работы по
каждому режиму
То же
Каждый час
Каждые 30 мин
При их возникновении
Каждый час
1 раз в смену
То же
— 109 —
Продолжение табл. 12
№ п/п Показатели Периодичность замеров
33 Тонкость помола сырья и угля Каждый час
34 Степень подготовки материала по дли- не печи: температура, влажность, п п.п. и гранулометрический состав материала за це- пями, за встроенными в печь теплообменни- ками и в зоне декарбонизации Температура, влаж- ность и п.п.п. — каждые 2 ч, гранулометрический состав — по средней про- бе за испытание, состав- ленной из 2-часовых проб
35 Температура газового потока по длине пе- чи (определяется отсасывающей термопарой в отдельных случаях при специальных испы- таниях) Каждые 2 ч
36 Давление в каждой камере колосникового холодильника Каждый час
37 Температура клинкера по ширине и дли- не решетки колосникового холодильника То же
38 Температура, влажность и п.п.п. по длине и ширине решетки конвейерного кальцина- тора Каждые 2 ч
39 Температура газа и материала, а также разрежение до и после каждой ступени цик- лонных теплообменников Каждый час
40 Давление горючего газа (при использова- нии газообразного топлива) а) перед форсункой б) в сети перед диафрагмой То же
41 Вязкость или растекаемость шлама Каждые 2 ч
42 Число оборотов дымососа В период переключения
43 Количество электроэнергии, расходуемой каждым электродвигателем печного агрега- та с указанием механизма, для которого он установлен Замером по схеме двух ваттметров или по пока- заниям счетчика
44 Давление мазута (при использовании жидкого топлива) Каждый час
45 Вес литра клинкера и содержание свобод- ной извести То же
46 Дисперсный состав пылеуноса (содержа- ние в пыли частиц величиной до 10 мк, от 10 до 40 мк, от 40 до 80 мк) По средней пробе за испытание
47 Физико-механические испытания клинкера По средней пробе за испытание
48 Петрографический анализ клинкера Каждый час
— ПО —
i » Гi ХСщ
111
Рис. 39. Схема расположения точек замера при испытании печи с конвейерным кальцинатором (замеры по
горячему концу печной установки и условные обозначения точек замера — см. рис. 38)
1 печь, 2 конвейерный кальцинатор; 3 — тарельчатый гранулятор; 4, 5 — дымосос; 6— электрофильтр; 7— цнклои; 8 — элеватор
Рис. 41. Схема колосникового холодильника «Волга-50» и рас-
положение точек замера при испытании его
/ — решетка острого дутья; 2 и 3 — горизонтальные колосниковые ре-
шетки; 4 — решетка для разделения клинкера по фракциям; 5 и 6 — за-
движки ручного действия; 7— вентилятор острого дутья; 8 — вентиля-
торы общего дутья; 9—12 — шибера; 13 — цепной транспортер;
14 — дымовая труба; 15 — патрубок для отвода сбросового воздуха;
16—18 — измерительные диафрагмы; 19—22 — точки замера давлений
в камерах; 23 — термопара для измерения температуры подколосиико-
вой плиты первого ряда подвижных колосников; 24—26 — точки замера
температур воздуха; 27—28 — точки замера температур клинкера
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДА ТОПЛИВА НА ОБЖИГ КЛИНКЕРА
Для обжига клинкера во вращающихся печах используют
тонкоразмолотое твердое, жидкое или газообразное топливо.
1) Твердое топливо
Для определения расхода твердого топлива взвешивают фор-
суночный уголь перед поступлением в питательный бункер. Если
нет автоматических весов, взвешивают на переносных, на кото-
рые устанавливают специально изготовленный бункер с наклон-
ным дном и шиберами (рис. 42).
При переработке угля в мельницах для одновременной сушки
и помола, работающих по замкнутому циклу с печью, учет сбро-
са угольной пыли в печь с аспирационным воздухом затруднен.
В этом случае расход топлива определяют, взвешивая сырой
уголь перед подачей его в топливоподготовительное отделение на
автомобильных или железнодорожных весах. При работе на сме-
си уголь каждой марки взвешивают отдельно.
Расход сырого угля пересчитывают затем на пылевидное топ-
ливо с учетом влажности сырого и форсуночного топлива, а так-
же возможных его потерь при переработке. При таком способе
учета расхода топлива необходимо строго следить за тем, чтобы
— 114 —
Рис. 42. Схема установки для взвешивания материалов при
испытании
1 — десятичные весы; 2 — опорная металлоконструкция; 3 — бункер для
материала; 4 — секторный затвор
взвешиваемый уголь поступал в испытуемую печь и не расходо-
вался на другие нужды.
При испытаниях нередки случаи неправильного определения
расхода топлива из-за неучтенных потерь угля через неплотно-
сти шиберов, препятствующих его поступлению'в другие установ-
ки. Поэтому необходимо особенно тщательно уплотнить все ши-
беры, непрерывно наблюдая за их состоянием при испытании.
Если технологической схемой предусмотрена возможность
работы сепараторной угольной мельницы на две печи, то перед
дроссельным шибером, перекрывающим сброс угля с мельницы
в одну из двух печей, рекомендуется установить заглушку.
Все промежуточные бункера и бункер форсуночного угля за-
полняют доверху к началу испытания невзвёшенным, а к концу
взвешенным углем или начинают и кончают испытание с пусты-
ми бункерами.
В процессе испытания автоматические или переносные весы
следует раз в смену проверять маркированными гирями.
Нельзя при составлении теплового баланса применять объем-
ное определение расхода натурального, сухого или пылевидного
топлива по замерам в бункерах, а также учитывать расход
пылевидного топлива по оборотам пылеугольных питателей.
Одним из косвенных приемов определения расхода топлива
мог бы служить аналитический метод расчета на основании ана-
лиза отходящих газов, топлива и сырья. Однако, несмотря на
четкую зависимость между указанными данными, метод анализа
сухих отходящих газов может дать настолько существенные от-
клонения, что не будет пригоден для количественного учета рас-
хода топлива на обжиг клинкера.
Приведенный ниже пример подтверждает, что при незначи-
— 115 —
тельной разнице в составе газов расчетный расход топлива изме-
няется па 13%, что совершенно недопустимо при составлении
теплового баланса. Аналитический расчет может быть исполь-
зован только для проверки степени точности анализа.
Пример аналитического расчета расхода топлива
Расход топлива G? определяют по формуле
nct£n
q -z________£2*_____
т 0,0187 Ср (rn—nab) ’
где
п = 0,266 N2 + 0,5 СО — О2;
т = RO2 + СО
Ср
а — -------------------------------- ;
С₽ + ЗНР + 0,374 ( Sp — Ор) + 0,114NP
, Cp + 0,374Sp
и = -----------.
Ср
Состав отходящих газов в %:
1-я проба 2-я проба
со; — 25 со;—25,5
СО' — 0,4 СО" — 0,5
о;—2,6 о;—з
n;—72 n;—71
— 0,2609 мЧкг клинкера-.
а — 0,900895;
Ср —64,35%; я'= 16,752; я" =16,131;
Sp — 0,58 %; tn' = 25,4; т" = 26;
Ь — 1,0034;
16,752-0,900895-0,2609 ,
т 0,0187-64,35(25,4 — 16,752-0,900895-1,0034) ~ кгтклинкера.
=_____________16,131-0,900895-0,2609______________
т 0,0187-64,35(26 — 16.131-0,900895.1,0034) ~
= 275,7кг/яг клинкера.
Таким образом, разница составляет 43,3 кг/т клинкера, или
13,5%.
2) Жидкое топливо
Расход мазута можно определить нефтемером, а также объ-
емным путем — с помощью мерных баков. При этом обязателен
замер температуры и объемного веса мазута для последующего
пересчета объемного количества на весовое.
— 116 —
3) Газообразное топливо
Расход газа определяют при помощи дроссельной измери-
тельной диафрагмы с показывающим или самопишущим расхо-
домером. Отечественные измерительные диафрагмы оснащают
суммирующими устройствами (интеграторами).
На диафрагме и расходомере обязательно должны быть па-
спорта завода-изготовителя или последующие (по истечении
срока поверки прибора) свидетельства об их очередной поверке
органами ведомственного надзора, которая производится в соот-
ветствии с правилами 27-54 [35] и правилами 28-64 [36] для рас-
ходомеров, изготовленных после 1/1 1965 г. Расходомер градуи-
руется на определенные значения давления, удельного веса и
температуры газа, указанные в паспорте завода-изготовителя.
Если расход топлива измеряют в условиях, когда параметры
газа (/, р и у) отличаются от указанных в паспорте завода-изго-
товителя, то данные о фактическом расходе будут отличаться от
показаний расходомера. В этом случае необходимы специальные
расчеты по формулам, приведенным в правилах 27-54.
Температуру газа замеряют ртутным термометром, установ-
ленным в специальной гильзе перед диафрагмой.
Дифманометры отечественного производства принято харак-
теризовать разностью давлений, определяемой по показаниям
параллельно подключенного образцового жидкостного маномет-
ра при температуре 20° С.
При расчете теплотворной способности и удельного веса газа
необходимо иметь в виду, что обычно расходомеры показывают
объем газа, отнесенный к стандартным условиям, т. е. приведен-
ный к температуре 20° С и давлению 760 мм рт. ст.
(ГОСТ 2939—45).
Перед испытанием печи целесообразно проверять правиль-
ность установки диафрагмы, размер ее внутреннего отверстия и
отсутствие загрязнений; диафрагма должна быть установлена
острой кромкой против потока газа, на ней не должно быть
заусениц и отложений пыли.
Внутренняя поверхность трубопровода на участке до сужа-
ющего устройства, равном 10D и после 5D, должна быть Очище-
на от ржавчины и других наростов. На трубопроводе не должно
быть выступающих прокладок, грубых сварных швов и прочих
неровностей.
Наименьшая допустимая длина прямого участка до сужаю-
щего устройства и после него должна соответствовать указани-
ям, содержащимся в правилах 27-54.
Перед испытанием печи необходимо тщательно проверить гер-
метичность идущих от диафрагмы к расходомеру импульсных
трубок (при такой проверке пользуются мыльным раствором).
Если импульсные трубки пропускают газ, то показания прибора
резко искажаются.
— 117 —
Следует проверить также совпадение показаний показываю-
щего и самопишущего приборов. Делают это следующим обра-
зом: параллельно с импульсными трубками дифманометра
Д-500 подключают ртутный, а лучше, более точный, водяной
манометр и замеряют перепад давлений в диафрагме (с учетом
температуры воды или ртути). Затем подсчитывают расход газа
по перепаду давлений в диафрагме, пользуясь следующей форму-
лой (из правил 27 -54):
v = 0,01252aemD2
— м3/ч,
V
где а — коэффициент расхода диафрагмы (включая поправку
на шероховатость и степень остроты кромки);
е — поправочный множитель на расширение измеряемой
среды;
т — отношение площадей отверстий сужающего устройства
и трубопровода при рабочей температуре:
D — внутренний диаметр трубопровода при рабочей темпе-
ратуре в мм;
АР — перепад давлений в сужающем устройстве в кГ/м2;
у — удельный вес измеряемой среды в условиях, в которых
она находится до сужающего устройства, в кг/м3.
В период испытания следует измерять атмосферное баромет-
рическое давление (в мм рт. ст.).
Пример расчета расхода газа по перепаду давлений
в диафрагме
Исходные данные:
диаметр трубопровода 150 мм;
диаметр отверстия диафрагмы 80 мм;
давление до сужающего устройства 1,3 ат;
температура газа +20° С;
перепад давления в сужающем устройстве (средний за опыт) 780 кГ/м2;
удельный вес газа 0,73 кг/нм?;
барометрическое давление 753 мм рт. ст.
Дополнительные данные:
m = = о,285
150а
исходный коэффициент расхода диафрагмы (правила 27-54) — ан=0,629;
поправочный множитель на шероховатость трубопровода (там же) —
Кг =1,004;
поправочный множитель на неостроту кромки диафрагмы (там же) — К3=
= 1,004; коэффициент расхода а=а„ К2 Л3=0,635;
— 118 —
поправочный множитель на расширение измеряемой среды (там же)
т'г н
ДР = 870
Р ~ 13 000
т = 0,285; х = 1,40; е = 0,98;
удельный вес измеряемой среды:
/ 13 000— 10 000 \
— ' ----------- 273
—---------------= 0,871 кг/м3-,
760 (273+20)
(В±Р^З
' 760 (273 + t)
V = 0,01252 0,635 0,98 • 0,285 • 1502
= 1505,87 м3/ч.
0,871
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОТВОРНОЙ СПОСОБНОСТИ ТОПЛИВА
Теплотворную способность твердого и жидкого топлива опре-
деляют в калориметрической бомбе по ГОСТ 147—54.
При газообразном топливе некоторые электростанции ис-
пользуют автоматические калориметры Юнкерса. Опыт эксплуа-
тации этих калориметров показывает, что они работают часто с
большими погрешностями, вызываемыми в основном неполнотой
сгорания в них газа.
Всесоюзный теплотехнический научно-исследовательский ин-
ститут имени Ф. Э. Дзержинского разработал несложный метод
определения низшей теплотворной способности природного газа
в калориметрической бомбе, не требующий какой-либо дополни-
тельной аппаратуры, кроме обычной калориметрической уста-
новки. Этот метод может быть легко освоен персоналом средней
квалификации и применен в условиях производственных лабо-
раторий.
Результаты определения теплотворной способности газа в ка-
лориметрической бомбе корректируют, внося поправку на теп-
лоту образования азотной кислоты, теплоту парообразования и
на величину, обусловливаемую различием между теплотой сго-
рания газа в топке и теплотой сгорания в бомбе, так как в топке
топливо сгорает при постоянном давлении, а в бомбе — при по-
стоянном ее объеме.
Метод определения теплотворной способности природного
газа в калориметрической бомбе заключается в следующем. Оп-
ределенный объем газа (зависящий от емкости данной бомбы,
атмосферного давления и температуры) сжигается в бомбе в ат-
мосфере сжатого кислорода. Подсчитывается количество выде-
лившегося при этом тепла и вводятся поправки на теплооб-
мен калориметра с окружающей средой и на теплоту сгорания
— 119 —
запала. Это количество тепла относят к объему сожженно-
го газа (в пересчете на сухое вещество и нормальные условия —
0°С и 760 мм рт ст.) и вычисляют теплотворную спо-
собность.
Затем определяют поправку на теплоту образования азотной
кислоты в бомбе для вычисления высшей теплотворной способ-
ности QB. Вместо экспериментального определения поправки на
теплоту образования азотной кислоты при сжигании природно-
го газа можно пользоваться постоянной условной эмпирической
поправкой.
Низшую теплотворную способность QH определяют по выс-
шей теплотворной способности, вводя поправку на скрытую теп-
лоту парообразования и на разность значений теплоты горения
газа при постоянном объеме (в бомбе) и при постоянном давле-
нии (в топке).
Для вычисления результатов калориметрического опыта необ-
ходимо предварительно определить две константы прибора: вод-
ный эквивалент калориметра и внутренний объем бомбы.
Водный эквивалент устанавливают в соответствии с ГОСТ
147—54. Внутренний объем бомбы определяют, заполняя ее во-
дой с предварительным отсосом воздуха и взвешивая ее до и
после заполнения с точностью до 0,01 г. Затем проверяют пра-
вильность заполнения бомбы кислородом. Для этого ее заполня-
ют кислородом при определенном давлении и замеряют коли-
чество поступившего в бомбу кислорода, выпуская газ из бомбы
через газовые часы или градуированный аспиратор. Перед за-
рядкой бомбу продувают газом для удаления воздуха, затем
заполняют ее газом при атмосферном давлении. Заряжают ее
кислородом, вводя через редукционный вентиль в бомбу, за-
полненную газом, сжатый кислород до определенного давления
(6—8 ат).
Результаты калориметрического опыта при сжигании газа
подставляют в формулу и определяют Q&.
Q6 = кя [(7 + ft) - (Го + М + Д/| -
vF *
где К — водный эквивалент калориметрической установки;
Н— значение градуса при работе с метастатическим тер-
мометром ТЛ-1 (Бекмана);
Т — конечная температура главного периода опыта в °C;
То — начальная температура главного периода опыта в °C;
h — поправка на калибр термометра при Т;
h0 — то же, при То;
At — поправка на теплообмен калориметра с окружаю-
щей средой (радиацию);
— теплота сгорания запала в кал;
v — установленный объем бомбы в л;
— 120 —
F — коэффициент для приведения объема газа к сухому
состоянию и нормальным условиям.
= "Мр т +^iг»
где t — среднее изменение температуры за полуминутный
промежуток в начальном периоде в °C;
t\ — то же, в конечном периоде в °C;
т — число полуминутных промежутков главного периода
опыта с быстрым подъемом температуры;
г — число полуминутных промежутков главного периода
опыта с медленным подъемом температуры.
/7= (Рр- Pz)273
760 (273 + t) ’
где Ро — барометрическое давление в мм рт. ст.;
Pt — упругость водяных паров при температуре газа в мо-
мент забора его в бомбу в мм рт. ст.;
t — температура газа в момент забора его в бомбу в СС.
^ = Q6-!5,
где 15 — поправка на теплоту образования азотной кислоты.
—0,1 Q' —0,005 (£,
где 0,1 —поправка на теплоту парообразования;
0,005Qc — поправка на разницу между теплотой горения при
постоянном давлении и теплотой горения при по-
стоянном объеме.
Теплотворную способность газа в нормальном состоянии
(0°С и 760 мм рт. ст.) пересчитывают на теплотворную способ-
ность при условной температуре 20° С и 760 мм рт. ст. по фор-
мулам:
Cf - CF 273 •
'^н(20°С; 760 мм) '*н(0°С; 760 мм) 273 | 20 '
где Wp— влажность газа в объемных процентах.
Для пересчета теплотворной способности твердого и жидкого
топлива с горючей и сухой массы на рабочую служат формулы:
<г - «w
— 121 —
Пересчет теплотворной способности рабочей массы с одной
влажностью Wp на массу с другой влажностью Wp' произво-
дится по формулам:
для твердого и жидкого топлива
С = С
100— урР'
100— И/Р
uzp—1ГР' ,
+ 600-----------ккал/кг-,
100- 1ГР
для газообразного топлива
\+~
804
ккал/м3,
где dm — содержание влаги в 1 м3 газа (топлива), приведенного
к нормальным условиям, на сухую массу в г/м3.
Теплотворную способность при изменении влажности с V7P
на Wp' и зольности с Ар на Ар' при постоянном составе горю-
чей массы пересчитывают по формуле
Qp' = (qp + 6WP) 10°-^р-Лр _ 6tt7₽' ккал/м,
100-U7p—Др
Для расчета теплотворной способности смеси двух топлив
используют формулы:
а) двух твердых или твердого и жидкого топлива
Сем = a(Z + О ~ a)Qp" ккал/кг,
где а — весовая доля одного из топлив;
Qp—теплотворные способности компонентов смеси в
ккал/кг;
б) газообразного и жидкого топлива
Сем =С+ GQ, ^л/мз,
где G — расход газа в м3 на 1 кг жидкого топлива;
Qp' — низшая теплотворная способность жидкого топлива
в ккал/кг;
Qp"— низшая теплотворная способность газообразного топ-
лива в ккал/м3.
— 122 —
Элементарный состав топлива на сухую или горючую массу
пересчитывают по формулам:
£,г _ qP 100 __ „с 100
~ 100-1Гр—Лр ~ 100—лс ’
= 100-Лс =СР 100 .
100 100— Ц7Р
Гр_гг 100—U7p —Лр „с 100-«7р
С С 100 “ С 100 •
Аналогично производится пересчет элементарного состава
топлива для Н, О, N, S.
Ниже приводятся расчетные формулы для определения теп-
лотворной способности топлива по его элементарному составу.
Теплотворная способность твердого и жидкого топлива мо-
жет быть с достаточной степенью точности рассчитана по форму-
ле Менделеева:
Q- = 81 Ср + 300Н1 —26 (Ор — (Spp+Sp ) — 6 (9НР+ У7Р) ккал/кг,
где С₽, №, О₽, S₽p, SJJ — содержание соответствующих эле-
ментов в топливе в пересчете на ра-
бочую массу в %;
W р— содержание влаги в %.
Теплотворную способность газообразного топлива можно оп-
ределить по результатам анализа газа.
= 30,16 СО+ 85,58 СН4 4- 133,85 С2Н2 + 141,1 С«Н4 +
+ 152,31 С2 Нв + 55,85 H2S + 25,76 Н2 ккал/м9,
где СО, СН4 и др. — содержание соответствующих горючих га-
зов в газообразном топливе в % (по
объему).
Справочные данные по составу и техническим свойствам наи-
более часто применяемых мазутов приведены в табл. 13, техни-
ческие свойства некоторых углеводородов и природных газов —
в табл. 14.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЫХОДА КЛИНКЕРА
Выход клинкера за период испытания определяют только ве-
совым способом. При отсутствии автоматических весов взвеши-
вать клинкер можно на переносных весах с установленным на
них металлическим бункером с наклонным дном и шибером (см.
рис. 42). Перед бункером в клинкерной течке также устанавли-
вают шибер, легко закрывающийся на время взвешивания.
Клинкерная течка с шибером не должна касаться бункера, в
противном случае будут искажения в показаниях весов.
— 123 —
Таблица 13
СОСТАВ И ТЕХНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МАЗУТА
Мазут Состав горючей массы в % АР W'P ^®2макс Теоретический объем дымовых газов в м?/кг
Сг Нг Sr <?г+Л'г <п. 0 vr
Малосернистый марок: 10 86,5 12,5 0,5 0,5 0,1 1 9850 10,8 15,7 10,21 1,57 11,78
20 87,2 11.7 0,6 0,5 0,5 9 9650 10,6 15,9 10 1,48 11,48
40 87,5 11,2 0,6 0,7 0,2 3 9420 10,4 16,2 9,89 1,38 11,27
80 87,8 10,7 0,7 0,8 0,3 4 9240 10 16,2 9,59 1,36 10,92
Сернистый марок: 10 85 11,8 2,5 0,7 0,15 1 9620 10,6 15,9 « 10 1.47 11,47
20 85 11,5 3 0,5 0,2 2 9460 10,5 15,9 9,98 1,47 11,45
40 85,3 11 3,2 0,5 0,3 3 9280 10,2 16,2 9,72 1,38 11,1
Таблица 14
ТЕХНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НЕКОТОРЫХ УГЛЕВОДОРОДОВ И ПРИРОДНЫХ ГАЗОВ
Газ Удельный вес при 760 мм рт. ст. в кг/м? прн Объем воз- духа, необхо- димого для горения 1 л® газа при а±=1, в /и3 Объем продуктов горения на 1 л<3 газа в м? Низшая теплотворная способность газа в ккал/м1 при Жаропроизво- днтельность в °C
г=о° с | /=20° С всего в том числе сухнх Z=O°C /=20°С
Углеводороды Метан (СН4) . 0,717 0,668 9,52 10,52 8,52 8 558 7 973 2043
Этан (С2Н6) 1,356 1,263 16,66 18,16 15,16 15 230 14 189 2097
Пропан (С3Н8) 2,004 1,87 23,8 25,8 21,8 21 800 20 311 2110
Бутан (C4HW) 2,703 2,518 30,94 33,44 28,44 28 345 26 409 2118
Пентан (СъН,а) 3,457 3,221 38,08 41,08 35,08 34 900 32 516 2119
Природные газы Шебелинский 0.784 0,731 10 10,94 8,98 9 125 8 502 2050
Ставропольский 0,732 0,682 9,46 10,48 9,5 8 510 7 928 2020
Краснодарский 0,865 0,805 10,2 11,79 9,72 9 075 8 455 2000
Дашавский 0,73 0,68 9,4 10,56 8,5 9145 8 520 2160
Саратовский ...... 0,765 0,713 9,51 10,69 8,56 9 184 9 557 2170
Если есть возможность подавать клинкер с печи непосредст-
венно в автосамосвалы или на железнодорожные платформы без
перевалок (т. е. с минимальными потерями), то взвешивать
клинкер можно на автомобильных или вагонных весах.
Нельзя определять выход клинкера по данным о его объеме
или по расходу сырья. Необходимо дополнительно учитывать
просыпь из рекуператоров или из горячей камеры, крупные кус-
ки, отбираемые вручную, и другие не учитываемые при взвеши-
вании потери.
Взвешивание и отбор средней пробы клинкера начинают и
заканчивают позже остальных замеров на время, равное про-
должительности продвижения материала по длине печи.
Длительность продвижения материала по длине печи подсчи-
тывают по следующей приближенной формуле:
где L — длина печи в м\
D — внутренний диаметр печи в м;
i — наклон печи к горизонту в %;
п — число оборотов печи в мин.
При расчете часовой производительности вращающейся печи
время ее работы подсчитывают за вычетом остановок по техни-
ческим причинам. Остановки на подогрев и тихие ходы включа-
ют в рабочее время, если подогрев производился из-за перегруз-
ки печи материалом или по другим причинам технологического
характера. Если же причиной подогрева были технические не-
поладки вспомогательного оборудования, остановки на подогрев
не засчитываются как рабочее время.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАСХОДА СЫРЬЯ
При мокром способе производства в тех случаях, когда мо-
жет быть обеспечено поступление всего замеренного шлама толь-
ко в испытуемую печь, расход его учитывают, замеряя уровень
в вертикальном бассейне. Если такой возможности нет, то по
бассейнам замеряют общий расход шлама за время испытания
на все печи, а затем его распределяют на каждую печь пропор-
ционально времени работы и скорости наполнения контрольно-
го бачка.
В табл. 15 приведен пример такого расчета.
Перед испытанием необходимо убедиться в том, что на стен-
ках шламбассейнов нет осадков шлама. Во время испытания,
чтобы обеспечить точность замеров, шлам вырабатывают толь-
ко из цилиндрической части вертикальных бассейнов, так как в
конусе часто скапливаются осадки.
Ёмкость контрольного бачка проверяют заблаговременно,
наполняя его взвешенной на десятичных весах водой. Так дела-
— 126 —
Таблица 15
ПРИМЕР РАСЧЕТА РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ШЛАМА ПО ПЕЧАМ
Элементы расчета
Печь № 1
Печь № 2
Общий расход шлама
в бассейне на 2 печи
в м3..................
Среднее время напол-
нения контрольного бач-
ка на полном ходу в сек
Среднее время напол-
нения контрольного бач-
ка на тихом ходу в сек
Продолжительность ра-
боты на полном ходу в ч
Продолжительность ра-
боты на тихом ходу в ч
Коэффициент расхода
шлама ................
Расход шлама на каж-
дую печь в jh3 . . . .
35,3
60
23,5
0,5
1050
32,8
55
22,3
0,7
23,5 0,5
-4- + —^— =0,6743
35,3 60
22,3
32,8
0,7
4- =0,6926
55
1050-0,6743
---------------= 517,9
0,6743+0,6926
1050-0,6926
--------------= 532,1
0,6743+0,6926
ют дважды, расхождение между двумя замерами не должно
превышать ±0,2%. Предварительно бачок очищают от наростов
шлама. При замере емкости бачка водой необходимо учесть
свежий слой шлама, налипающего во время работы на стенки,
поэтому очищенный бачок несколько раз заполняют шламом, а
потом уже водой. При испытании контрольный бачок периодичес-
ки очищают, чтобы он был таким же, как при замере емкости.
Во время средних и тихих ходов печи необходимо определять
длительность наполнения контрольного бачка с учетом продол-
жительности каждого из ходов. Во время средних и тихих ходов
печи питание ее шламом должно быть уменьшено пропорцио-
нально уменьшению скорости вращения.
Например: скорость вращения печи на быстром ходу
1,1 об]мин-, время наполнения контрольного бачка (питание)
24 сек. При скорости вращения печи на тихом ходу 0,55 об!мин
длительность наполнения контрольного бачка составит 48 сек.
Применительно к вращающимся печам, работающим по су-
хому способу производства, взвешивать сырьевую муку обяза-
тельно, если при испытании не определяют непосредственным
замером безвозвратный пылеунос.
При инструментальном определении безвозвратного пылеуно-
са расход сырьевой муки рассчитывают по выходу клинкера с
учетом количества золы топлива и замеренного уноса. Кроме
— 127 —
того, для контроля точности замеров рекомендуется параллель-
но определять расход сырьевой муки по объему силосов или чис-
лу оборотов питателей.
Присадку золы топлива к материалу определяют по данным
химического анализа исходной сырьевой смеси, золы топлива и
клинкера, пересчитанных на прокаленное вещество
SiO“ — SiO£
Xj =----------кг/кг клинкера-,
SiO3 — SiO2
А12О“—А12О3
Ag ~ п
А12О3—А12О3
СаОк—СаОс
хз ~ 3 с я
СаО3—СаОс
--- *1 + *2 4- *3
Л --_ '
3
где х — величина присадки золы топлива в кг/кг клинкера; ин-
дексы к, с, з — относятся соответственно к клинкеру,
сырью и золе топлива.
Присадка золы к клинкеру в % от всей золы, вводимой с
топливом, составит:
Х.100
а —-----------.
0т -0,01Ат ’
где GT — удельный расход топлива в кг/кг клинкера;
Ат—содержание золы в топливе в %.
По литературным данным [45], процент присадки золы топли-
ва при обжиге портландцементного клинкера составляет:
при мокром способе в печах:
L
с отношением — в пределах 30 — 50 с цепной
завесой . . . . •........................... 100
то же, меньше 30 с цепной завесой.............. 80
без цепной завесы.............................. 60
с испарителем (концентратором) шлама .... 70
при сухом способе в печах:
без устройств для использования тепла отходя-
щих газов................................ . 30—40
с решеткой Леполь............................. 100
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЫХОДА ПЫЛЕУНОСА
Унос пыли с отходящими газами из вращающейся печи под-
разделяют на возвратный и безвозвратный.
— 128 —
Возвратный — это пыль, осаждающаяся в пылеосадительных
устройствах и непрерывно или периодически возвращающаяся в
печь, а безвозвратный — пыль, уносимая через дымовую трубу
отходящими от печи газами.
Определяют количество возвратного пылеуноса, непосредст-
венно взвешивая пыль, осаждающуюся в пылеуловителях.
Если за время испытания в печь будет возвращена не вся
осадившаяся пыль, то пыль, оставшуюся в пылеосадителях и про-
сыпавшуюся через уплотнительные устройства, обязательно сле-
дует учитывать весовым способом и включать в безвозвратный
пылеунос. В акте испытания печи указывают общее количество
безвозвратного пылеуноса, а также отдельно количество: пыли,
уносимой с отходящими газами, просыпи через уплотнения и не
возвращенной в печь пыли из пылеуловителей. Если пыль из пы-
леуловителей вообще не возвращается в печь, то нужно указать,
где она используется.
Общее количество безвозвратного пылеуноса вычисляют по
разности величин расхода шлама и выхода клинкера с учетом
золы топлива. Количество пыли, уносимой с отходящими газа-
ми, в данном случае определяют по разности между количества-
ми общего безвозвратного пылеуноса и взвешенной невозвра-
щенной пыли из пылеуловителей.
Кроме того, количество пыли, уносимой с отходящими газа-
ми, определяют, замеряя запыленность газов, выбрасываемых
в атмосферу.
В СССР применяют два основных метода определения запы-
ленности газа — весовой и счетный. При весовом методе кон-
центрация пыли выражается в г!нм3 газа, а при счетном — по
числу пылинок, приходящихся на 1 см3 воздуха. Весовой метод
принят по ГОСТ 5609—50.
Сущность весового метода заключается в том, что определен-
ный объем запыленного воздуха или газа просасывается через
фильтр, где пыль отделяется от газовой среды. По объему про-
пущенного воздуха или газа и привесу фильтра рассчитывают за-
пыленность. По общему количеству отходящих газов и их запы-
ленности определяют весовое количество пылеуноса.
Количество отходящих газов замеряют на прямом участке
газохода или в дымовой трубе пневмометрической трубкой с мик-
романометром. Объем газа, отбираемого на фильтрацию,
замеряют диафрагмой с реометром, а фильтр с осевшей пылью
взвешивают на аналитических весах с точностью до четвертого
знака.
Существуют разнообразные приборы и методики по опреде-
лению запыленности газового потока весовым методом [17].
В цементной промышленности применяют две методики оп-
ределения запыленности, отличающиеся способом улавливания
пыли, содержащейся в отобранном объеме газа: внешняя фильт-
рация или внутренняя.
9—2142
— 129 —
При внешней фильтрации пыль из отобранного объема газа
осаждается при выводе его через 'заборную трубку из газохода.
При внутренней фильтрации пылеулавливающее устройство
(пылеотборный стакан) навинчивается на заборную трубку и
вводится с ней внутрь газохода.
Наиболее распространен метод внешней фильтрации газов.
Применение внутренней фильтрации рекомендуется в тех слу-
чаях, когда в газах содержатся агрессивные компоненты (пары
серной кислоты и др.), смолы, липкая пыль, много влаги и т. д.,
приводящие к засорению канала заборной трубки, осаждению в
ней значительного количества пыли и, следовательно, к непра-
вильному определению запыленности.
Существенный недостаток метода внутренней фильтрации —
неполнота улавливания мелких фракций пыли патроном, частая
смена патронов при измерениях, невозможность использовать
уловленную пыль для химического, петрографического и других
анализов.
Схема установки для определения запыленности газов мето-
дом внешней фильтрации с применением заборной трубки, ме-
таллической диафрагмы и других деталей, разработанных Орг-
проектцементом, представлена на рис. 43.
Схема, установки для определения запыленности газов мето-
дом внутренней фильтрации с применением аппаратуры, реко-
мендуемой Южгипроцементом, показана на рис. 44.
Для определения средней запыленности газа газоход раз-
деляют на ряд участков так же, как и при измерении скорости
газа (см. ниже). Заборную трубку устанавливают на прямом
участке трубопровода длиной не менее 4£) так, чтобы отверстие
трубки было направлено навстречу газовому потоку.
Диаметр наконечника (носика) выбирают таким, чтобы ско-
рость в отверстии наконечника равнялась скорости газа в тру-
бопроводе в точке замера запыленности. Если скорость забора
газа меньше скорости движения его в трубопроводе, то резуль-
таты измерения получаются завышенными, а в противном слу-
чае — заниженными. Чтобы скорость газа в газоходе и в обрезе
заборной трубки была одинаковой, а в канале трубки — не ни-
же 25 м/сек (во избежание осаждения), используют съемные
наконечники с разными диаметрами.
Перед тем как приступить к определению запыленности газа
методом внешней фильтрации, следует рассчитать необходимый
размер наконечника и скорость отбора газа воздуходувкой.
Необходимый размер наконечника определяют по формуле
где w — скорость газа в газоходе в точке замера запыленности
в м/сек-,
с?тр — внутренний диаметр газозаборной трубки в мм.
— 130 —
Рис. 43. Схема установки для определения запыленности газов методом
внешней фильтрации, а также давления, скорости и температуры газов в
газоходе
1 — газозаборная трубка со съемным носнком; 2 — пылезаборный патрон-, 3 — кониче-
ский бумажный фильтр; 4 — металлическая диафрагма; 5 — реометр; 6 — U-образный
манометр для замера разрежения у реометра-. 7 — термометр для замера темпера-
туры газов у реометра; 8 — воздуходувка с регулятором и стабилизатором количества
просасываемого газа; 9 — трансформатор для снижения напряжения на обогрев труб-
ки н патрона; 10 — пневмометрическая трубка; 11 — микроманометр; 12 — U-образный
манометр для замера статического напора в
температуры в
газоходе; 13 — термометр для замера
газоходе
Рис. 44. Схема
леиности газов
1 — пылеотборный
установки для определения запы-
методом внутренней фильтрации
___________г___ стакан; 2 — фильтрующий элемент;
3 — медная пружинка; 4 — трубка; 5 — конденсационный
горшок; 6 — реометр с поворотными диафрагмами;
7 — U-образный манометр; 8—пробка с пятью отвер-
стнямн-днафрагмамн различных диаметров; 9 — винтовой
зажим; 10 — вакуумная установка
9*
— 131 —
Скорость отбора газа рассчитывают по формуле
v = 0,19 d2 тЛ Р
’ н Г дни
(Д_±_Рг)(273 + /р)
V (В - Рр) (273 +/г)
где da — диаметр наконечника в мм;
Рдин — динамический напор в газоходе в точке замера запы-
ленности в мм рт. ст.-,
В — барометрическое давление в мм рт. ст.;
Рг — статическое давление или разрежение в газоходе
в мм рт. ст.;
tv — температура газа у реометра в °C;
Рр— разрежение у реометра в мм рт. ст.;
tr — температура газа в газоходе в °C.
После проведения опыта определяют объем пропущенного
через фильтр в нормальных условиях газа по формуле
qH = 0,6 vz
Угр.р(Д Др) л
уо(273+/р) ’
где v — скорость отбора газа в л/мин;
z — время отбора газа в мин;
Yrp.p — удельный вес газа, на который был градуирован рео-
метр, в кг/м3;
Yo — удельный вес отбираемого из газохода газа, приведен-
ного к нормальным условиям, в кг/м3.
Запыленность газа определяют по формуле
g-lOO , о
х = ®-------------------------г/Л13,
<7н
где g—привес фильтровальной гильзы с поправкой на пыль,
осевшую в трубке, и на изменение веса контрольной
гильзы.
Часовой выход безвозвратного уноса составит:
М = v„Kcp г/ч,
где ин — количество отходящих газов при нормальных услови-
ях в м3/ч.
Для того чтобы избавиться от сложных расчетов, предшест-
вующих определению запыленности газов по методу внутренней
фильтрации, Южгипроцемент разработал номограмму (рис. 45).
В правом верхнем квадранте I по оси ординат показаны скорости
(в м!сек) движения газов в точке замера запыленности. По оси
абсцисс отложены объемы газов (в л!мин), проходящих через
сменный наконечник. Наклонные линии соответствуют диамет-
рам отверстий в этих наконечниках.
В правом нижнем квадранте II по оси ординат нанесены объе-
мы газов, проходящих через сменный наконечник, условно при-
— 132 —
веденные к температуре 0° С. Условность заключается в том, что
предполагается отсутствие конденсации влаги. Наклонные линии
служат для перевода объема газов при различных температурах
к нормальным условиям.
В левом нижнем квадранте III по оси абсцисс приведены по-
казания реометра в л!мин при /=20° С, а наклонными линиями
показаны температуры «точки росы», соответствующие влагосо-
держанию газов в точке замера.
Допустим, что необходимо определить запыленность газов
с температурой 270° С и влажностью, соответствующей «точке
росы» /р=65° С.
Скорость движения газов в газоходе равна 21,6 м/сек (от-
мечаем ее на номограмме точкой /). Предполагаемая запылен-
— 133 —
ность около 0,7 г/нм3. Количество уловленной пыли — около
0 3 г. Следовательно, через пылеотборный стакан необходимо
пропустить около ——— =430 л газов при г=20 С.
Проведем горизонтальную линию через точку 1. Она пересе-
чет наклонные линии с различными диаметрами сменных нако-
нечников. Если принять диаметр наконечника 4 мм, то, опустив
из точки 2 перпендикуляр до пересечения с наклонной, соответ-
ствующей /=270° С, получаем точку 3. Проведя от нее горизон-
тальную линию, получим на оси ординат точку 4. Следователь-
но, расход газа через наконечник составит около 8,5 нл/мин, т. е.
для пропуска 430 л длительность испытаний должна составить
430 со
около ----= 52 мин.
8,5
Продолжив горизонтальную линию 3—4 до пересечения с на-
клонной линией, соответствующей «точке росы» с /Р=65°С, по-
лучаем точку 5. Опустив из нее перпендикуляр на ось абсцисс,
получим точку 6. Следовательно, через реометр должно проса-
сываться около 6,8 л газа в 1 мин.
Относительное содержание безвозвратного пылеуноса под-
считывают следующим образом:
или (что то же самое)
М' = УпЮ0
к + Уп
%,
где Уи — количество прокаленного пылеуноса в т/ч;
Шп — количество прокаленного шлама в т/ч;
Лт — количество золы топлива в т/ч;
К — количество клинкера в т/ч.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СТЕПЕНИ ПОДГОТОВКИ МАТЕРИАЛА ПО ДЛИНЕ
ПЕЧИ И В ЗАПЕЧНЫХ ТЕПЛООБМЕННЫХ УСТРОЙСТВАХ
Для теплотехнической оценки работы печи, и особенно внут-
рипечных теплообменных устройств (цепей, теплообменников),
определяют степень подготовки материала по длине печи, для
чего через специальные пробоотборники (рис. 46) отбирают из
нее пробы материала для определения его температуры, влаж-
ности, п. п. п. и гранулометрического состава.
Пробы нужно отбирать в предварительно прогретую закры-
вающуюся пирометрическую кружку, представляющую собой
теплоизолированную банку с термопарой. Голый спай термопары
вводят внутрь банки примерно на половину ее высоты. Свобод-
ные концы термопары выводят на клеммы, к которым присое-
диняюф пропущенные через ручку компенсационные провода.
— 134 —
Перед присоединением термопары к гальванометру стрелку
последнего устанавливают на нулевое деление шкалы или же на
деление шкалы, соответствующее поправке на температуру сво-
бодных концов термопары. Эту операцию выполняют с помощью
корректора при отключенной термопаре.
После замера температуры часть материала для определения
его влажности отбирают в закрывающиеся бюксы. Остальную
пробу после медленного охлаждения в кружке (во избежание
растрескивания гранул) рассеивают на ситах с отверстиями раз-
мером 30, 20, 10, 7, 5, 3 и 1 мм для определения гранулометри-
ческого состава и средневзвешенного размера гранул.
Форма для расчета средневзвешенного размера гранул при
максимальном размере 25 мм приводится в табл. 16.
Для измерения температуры материала в печи в интервале
300—700° С можно использовать термопару, устанавливаемую в
специальном кармане, который периодически наполняется мате-
риалом и опорожняется при вращении печи. Конструкция такой
термопары разработана и опробована в заводских условиях ла-
бораторией автоматики НИИЦемента.
Эффективность работы запечных теплообменных устройств
(решетки Леполь, циклонных теплообменников и др.) характе-
ризуется степенью подогрева и декарбонизации в них материала.
— 135 -
Таблица 16
ФОРМА ДЛЯ РАСЧЕТА РАЗМЕРА ГРАНУЛ
Остаток на ситах в % Размеры гранул в мм
от — до среднее
Сито с отверстиями 20 мм — 8 25—20 22,5
То же 10 » —40 .... . 20—10 15
» 7 » — 23 10—7 8,5
» 5 » — 10 7—5 6
» 3 » — 10 5—3 4
» 1 » — 3 . . . . з । 2
Прошло через сито 1 мм — 6 1—0 0,5
22,5-8+15-40+8,5-23+6-10+4 -10+2-3+0,5-6
Яср.взв - 100 — 1 и j О мм.
Пользоваться методом определения степени декарбонизации
материала путем прокаливания отобранных на решетке Леполь
проб затруднительно. Невозможно правильно отобрать пробу
материала по сечению, так как верхний слой декарбонизируется
более интенсивно, чем нижний.
Пользуясь приводимой ниже формулой по составу отходя-
щих газов до и после теплообменника с учетом величины СО2 +
+ SO2, получаемой от сгорания топлива, можно определить сте-
пень декарбонизации материала в теплообменнике вращающей-
ся печи: RO" (CO2+so2)MaKC
<р = 100 N? — 3,760? 1 °°—(СО2 + S О2)макс 1 Ro2 (CO2+SO2)MaKC __ NJ—3.76OJ 10°-(CO2+SO2)MaKC
где RO" и Оп2 —содержание С02 и О2 в отходящих газах за
обрезом печи;
RO* и OJ — содержание СО2 и О2 в отходящих газах за
теплообменным устройством;
(СО2+SO2) Макс — содержание CO2 + SO2 в отходящих газах, по-
лучаемое от сгорания топлива при полном его
горении без избытка воздуха.
При неполном сгорании топлива данные анализа газов долж-
ны быть предварительно пересчитаны применительно к услови-
ям полного сгорания по следующим формулам:
СО2ОЛН = СО2 + СО + СН4;
О"олн = О2 — (0,5 СО + 2 СН4 4- 0,5 Н2);
ы20лн = ы2.
Если для такого пересчета в составе газов не хватает кисло-
рода, то отходящие газы условно разбавляют соответствующим
количеством воздуха. Например:
— 136 —
фактический состав газов:
СО2=26,5%- СН4=0,2%
СО = 2,1% О2 = 0,8%
Н2= 0,5% N2=69,9%
Пересчет на полное сгорание:
Со’,олн- =26,5 + 2,1+0,2 = 28,8%
О2' = 0,8— (0,5 X 2,1 + 2 X 0,2+0,5 X 0,5) = —0,9 %.
Следовательно, для полного сгорания топлива без избытка
воздуха (ОГН =0) потребуется 0,9% кислорода, при этом:
N Г"’ = N2+3,76 X 0,9 = 73,3 %.
Содержание (CO2 + SO2) от сгорания очень мало меняется
в зависимости от количества летучих в угле, поэтому при работе
на угле можно принять с достаточной степенью точности (до
1%) следующую упрощенную формулу:
<р= 100
RO2
N" —3,760"
ROt2
N2 —3,76O2
—0,23
0,23
При работе печи на газообразном топливе в формулу под-
ставляют значение СО2 в продуктах сгорания топлива, рассчи-
танное по среднему составу газообразного топлива на данном
заводе.
В табл. 17 и 18 для примера приводятся результаты опреде-
ления степени декарбонизации материала на решетке Леполь
при работе на коксовом газе (Кривой Рог).
Таблица 17
СОСТАВ ПРОДУКТОВ ГОРЕНИЯ КОКСОВОГО ГАЗА
Состав газа в % Состав продуктов горения в Н-мР/нл^-г
со, н,о N, всего
СН4 — 22 0,22 0,44 1,65 2,31
С2Н6 - 2 0,04 0,06 0,26 0,36
Н2-57 — 0,57 1,07 1,64
СО —6 0,06 — 0,11 0,17
СО2 — 3 0,03 — — 0,03
N2- 10 — — 0,1 0,1
Сумма — 100 0,35 1,07 3,19 4.61
Процентное содержание СО2 в продуктах сгорания в расчете
на сухие газы составляет:
О = °-35 100 . = 9,88 %;
2 4,61-1,07
10—2142
— 137 —
Таблица 18
СОСТАВ ОТХОДЯЩИХ- ГАЗОВ В %
Газы У обреза печи После решетки Леполь
фактический после пересчета на полное горение фактический после пересчета на полное горение
со2 16 17 6 6,2
со 1 — 0,2 —
о2 1 0,5 14,8 14,7
N2 82 82 79 79
17 9,88 ~
82—3,76 0,5~~ 100—9,88
6,2 9,88
ф = 100
= 32,6%.
73-3,76-14,7
100—9,88
ОПРЕДЕЛЕНИЕ КАЧЕСТВА ГРАНУЛ
После определения фракционного состава гранул путем рас-
сева на контрольных ситах гранулы диаметром 10 мм исполь-
зуют для дальнейших испытаний на прочность и пористость.
Все испытания и определения, относящиеся к влажным гра-
нулам, должны проводиться немедленно после отбора каждой
пробы. Если такой возможности нет, необходимо предусмотреть
меры, позволяющие сохранить начальную влажность гранул.
Механическую прочность гранул определяют с помощью при-
бора типа «Вика». Он состоит из стойки, в которой вверх и вниз
по направляющим свободно передвигается стержень. К верхней
части стержня прикреплена площадка, на которую устанавлива-
ют сосуд.
Под стержень помещают гранулу диаметром 10 мм, после че-
го в сосуд равномерно начинают подавать воду или дробь (в за-
висимости от ожидаемой прочности, которая обычно для сухих и
прокаленных гранул выше, чем влажных).
Чтобы установить, когда разрушается гранула, за ней уста-
навливают зеркальце.
В момент разрушения гранул подача воды или дроби пре-
кращается.
За прочность принимается нагрузка в граммах, при которой
гранула разрушается.
Из каждой отобранной пробы испытывают по 10 влажных,
сухих и прокаленных гранул и подсчитывают среднеарифмети-
ческую величину механической прочности.
Опыт работы промышленности, а также данные отечествен-
ной и зарубежной литературы свидетельствуют о том, что меха-
ническая прочность при испытаниях может быть признана удов-
летворительной, если она не ниже:
— 138 —
для влажных гранул........................... 400 г
» сухих и прокаленных ..................... 1200 »
Термостойкость гранул зависит от их пористости, которая
должна составлять 30—35%. Пористость гранул вычисляют по
удельному весу сырьевой смеси и объемному весу гранул по
формуле
77 = 100%,
V
где у — удельный вес смеси в г!см3;
6 — объемный вес гранул в г)см3.
Удельный вес смеси определяют пикнометрическим методом
п последующим расчетом по формуле
Y =----______
Р + Л-Р/
где Р — вес сырьевой смеси (пыли) в г;
Р\ — вес пикнометра с жидкостью в г;
Рг — вес пикнометра с оставшейся жидкостью и сырьевой
смесью в г;
уж— удельный вес жидкости в г!см3.
Объемный вес гранул определяют следующим образом.
Гранулы высушивают до постоянного веса, а затем окунают
в расплавленный парафин, чтобы закрыть поры, и снова взвеши-
вают. Объем приставшего к гранулам парафина будет равен:
где Р2 — вес гранул с парафином в г;
Р\ — вес чистых сухих гранул в г;
0,93— удельный вес парафина в г/см3.
Объем гранул определяют по количеству вытесненной ими
воды в специальном приборе, представляющем собой стакан с
отшлифованными краями, снабженный приспособлением для из-
мерения уровня и бюреткой с делениями через 0,1 мл.
Объемный вес гранул
6 =----—-----г/см3,
t>3 — Vz + V!
где оз — первоначальный объем воды в приборе в см3;
vz — объем воды после погружения парафинированных
гранул в см3;
vi — объем парафина в см3.
Для определения стойкости гранул к истиранию влажные
гранулы помещают в муфель, предварительно разогретый до
температуры 300° С, и выдерживают в нем в течение 30 мин. За-
тем часть гранул отбирают для испытания на истираемость и
10*
— 139 —
механическую прочность, а остальные прокаливают при темпе-
ратуре 1000° С, после чего подвергают идентичным испытаниям.
Навеску гранул в количестве 50 г помешают на сито № 021 и
подвергают вибрации на вибросите в течение 10 мин. Количе-
ство пыли (в %), образовавшееся после вибрации, характеризу-
ет стойкость гранул к истиранию.
Гранулы могут считаться пригодными, если количество обра-
зовавшейся при истирании пыли не превышает 30% •
Испытание влажных и прокаленных гранул на разрушение
при свободном падении заключается в сбрасывании влажных
гранул с высоты 1 м, а прокаленных — с высоты 1,5 м на бетон-
ный пол. Из каждой отобранной при грануляции пробы испыты-
вают десять гранул диаметром 10 мм. Причем считается, что
гранулы выдержали испытание, если 70% их остались неразру-
шенными.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ ОТХОДЯЩИХ ГАЗОВ
И ТЕПЛОИЗЛУЧАЮЩИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ
Температуру отходящих газов и теплоизлучающих поверх-
ностей измеряют термоэлектрическими пирометрами, работа ко-
торых основана на возникновении термоэлектродвижущей си-
Рис. 47. Термоэлектрический пиро-
метр
/ — термоэлектроды; 2 — чехол термопары;
3 — головка термопары; 4 — штуцер для
подвода компенсационных проводов;
5 — компенсационные провода; 6 — медные
провода; 7 — милливольтметр; 8 — термо-
стат; 9 — контрольный термометр для из-
мерения температуры свободных концов
лы (термо-э. д. с.) в цепи термопары при разности темпера-
тур рабочих (горячий спай) и свободных (холодный спай)
концов.
В комплект термоэлектрического пирометра входят: термопа-
ра, вторичный прибор (милливольтметр или потенциометр), ком-
пенсационные и соединительные (медные) провода (рис. 47).
Термопара и вторичный прибор должны иметь градуировочное
свидетельство и паспорт. Градуируют термопары обычно при
температуре свободных концов 0° С. Чтобы обеспечить постоян-
ство температуры на свободных концах и отвод их из зоны вы-
соких температур, термопару наращивают компенсационными
проводами, способными развивать ту же термо-э. д. с., что и ос-
— 140 —
новные проводники — термоэлектроды. Свободные концы поме-
щают в термостат, охлаждаемый проточной водой, температуру
которой замеряют ртутным термометром.
При периодических замерах температуры корпуса печи по-
верхностной термопарой свободные концы ее можно помещать
или в тающий снег, или в бутылку с холодной водой (темпера-
тура которой замеряется). При отклонении температур свобод-
ных концов от указанных в паспорте градуировочных значений
действительную температуру газов и корпуса печи определяют
с учетом поправки по формуле
где t — замеренная температура;
К—поправочный коэффициент (табл. 19);
/ц — средняя температура свободных концов термопары в
условиях опыта;
t0 — средняя температура свободных концов термопары
при градуировке.
Более простой метод внесения поправки на температуру сво-
бодных концов — установка (с помощью корректора) стрелки
выключенного милливольтметра на деление, соответствующее
температуре свободных концов работающей термопары (при
замкнутых накоротко контактах милливольтметра, служащих
для присоединения проводов от термопары).
При испытании печей применяют термопары следующих
типов:
а) железо-копелевые для определения температур до 600° С
и при кратковременных измерениях до 800° С;
б) хромель-алюмелевые для определения температур до
800° С и при кратковременных измерениях до 1000° С;
в) платина-платинородиевые для определения температур
до 1300° С и при кратковременных измерениях до 1600° С;
г) медь-константановую поверхностную термопару для изме-
рения температуры теплоизлучающих поверхностей корпуса
вращающейся печи, холодильника и др.
При измерении температуры газа за обрезом печи термопару
нужно устанавливать по вертикальному диаметру торцового се-
чения возможно ближе (не далее 150—200 мм) к нему, так что-
бы ее конец находился на верхней трети вертикального диамет-
ра печи.
При наличии питательной трубы ось термопары должна от-
стоять от оси трубы на расстоянии, равном двум диаметрам по-
следней.
При температурах выше 450° С нужно применять отсасываю-
щий пирометр (рис. 48). Обычная термопара в этих условиях
из-за лучистого теплообмена между поверхностью термопары и
— 141 —
КОЭФФИЦИЕНТ К ДЛЯ ВВЕДЕНИЯ ПОПРАВОК НА ТЕМПЕРАТУРУ
СВОБОДНЫХ КОНЦОВ ТЕРМОПАР
окружающими поверхностями, имеющими более низкую темпе-
ратуру, чем измеряемый газовый поток, всегда показывает тем-
пературу ниже истинной.
Рис. 48. Охлаждаемая термопара с отсосом газов
/ — термопара; 2 — чехол для термопары; 3 — штуцер для входа охлаж-
дающей воды; 4 — штуцер для выхода воды; 5 — штуцер для присое-
динения к эжекционяому устройству; 6 — асбестовый шнур; 7 — кера-
мический экран
Скорость отсасываемых через термопару газов должна со-
ставлять 75—150 м!сек.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОТЕРЬ ТЕПЛА В ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ
ТЕПЛОИЗЛУЧАЮЩИМИ ПОВЕРХНОСТЯМИ
Потери тепла в окружающую среду определяют на основа-
нии замеров температуры поверхности печи, запечных теплооб-
менных устройств и холодильника поверхностной термопарой.
Температура корпуса печи, холодильника и теплообменных
устройств, а следовательно, и потеря тепла во внешнюю среду
(в ккал/ч) будет сравнительно постоянной величиной при уста-
новившемся теплотехническом режиме данной печи. Потеря во
внешнюю среду (в тепловом балансе ее относят на 1 кг клин-
кера) будет меняться в зависимости от производительности печи.
Поэтому при установившемся теплотехническом режиме темпе-
ратуру теплоизлучающих поверхностей можно измерять два ра-
за за испытание (ночью и днем).
Потери тепла в окружающую среду лучеиспусканием и кон-
векцией рассчитывают по формуле
Qo.c = а ккал/кг клинкера,
где f — площадь элемента поверхности в Л12;
а — коэффициент теплоотдачи в окружающую среду,
в ккал1м? град • ч;
tu — температура элемента поверхности в град\
?в — температура наружного воздуха в град\
G — производительность печи в кг/ч.
— 142 —
— 143 —
Эта формула справедлива, если нет движения воздуха. Если
вращающаяся печь установлена под открытым небом, то при
определении потерь тепла в окружающую среду нужно обяза-
тельно учитывать скорость воздуха.
Ориентировочные данные о влиянии скорости воздуха на
коэффициент теплоотдачи приведены в табл. 20.
Таблица 20
ЗАВИСИМОСТЬ КОЭФФИЦИЕНТА ТЕПЛООТДАЧИ В ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ
ОТ СКОРОСТИ ВОЗДУХА
Разность температур в град Скорость воздуха в м 'сек
0 2 4 6 8
40 8,4 18,0 23,0 27,2 31,0
50 9,0 19,4 23,7 27,9 31,8
100 12,0 22,0 27,4 31,6 35.4
150 15,0 25,3 31,2 35,4 39,1
200 18,0 28,9 35,0 —
250 21,1 — — — —
Определяя площадь элемента поверхности, принимают, что
дополнительная поверхность накладок, заклепочных головок
и т. д. составляет 10%, а бандажей, шестерни и роликов — 15%.
При измерении температуры термоэлектроды (лента 5X0,1
или 4X0,15 мм) должны плотно прилегать к горячей поверх-
ности на протяжении не менее 200 мм (т. е. по всей длине).
Не должно быть скольжения термоэлектродов по измеряемой
поверхности, иначе температура за счет теплоты трения повы-
сится.
ИЗМЕРЕНИЕ ДАВЛЕНИЙ И РАЗРЕЖЕНИЙ
При определении давлений и разрежений приняты следую-
щие единицы измерений:
а) техническая атмосфера (кГ/см2);
б) миллиметр водяного столба (мм вод. ст. или кГ1м2);
в) миллиметр ртутного столба (мм рт. ст.);
г) миллибар (мБ).
Давление, выражаемое в миллиметрах водяного и ртутного
столба, относится соответственно к удельным весам этих жид-
костей как 1 и 13,6 zIcm1, (при температурах 4 и 0°С).
Для пересчета единиц измерений пользуются равенством
р (кГ1см2) =0,0001// (мм вод. ст.) =0,00136h (мм рт. ст.), где И и
h — высоты водяного и ртутного столба в мм.
В международной системе единиц ГОСТ 9867—61 в качестве
новой единицы давления (механического напряжения) принято
давление в 1 h/jii2 (ньютон на квадратный метр). Соотношения
между старыми и новыми единицами давления следующие:
1 кГ/см2=1 ат=98066,5 н/м2, где ат—техническая атмосфера;
1 атм= 1,0332 кГ/см2; где атм — физическая атмосфера;
— 144 —
1 сЬщ/см2 = 0,1 н/м2-,
1 кГ/м2=\ • 10~4 кГ1см2 = 1 мм вод. ст. = 9,80665 н!м2.
При наладке и испытаниях вращающейся печи замеряют раз-
режения в головке печи, перед цепями, за печью, после запечно-
го теплообменного устройства (циклонные теплообменники, кон-
центраторы, решетка Леполь и др.) и за обеспыливающей уста-
новкой.
Изменение разрежения в тракте характеризует колебания
расхода вторичного воздуха, а также состояние отдельных кон-
тролируемых участков: степень заполнения холодильника мате-
риалом, наличие колец в печи, обрыв цепей или замазывание их
шламом в цепной зоне, подсос воздуха и пр.
Разрежение по всему печному тракту замеряют мембран-
ными тягомерами с импульсными трубками.
Периодические измерения разрежения и давления при на-
ладке и испытаниях вращающейся печи можно осуществлять
U-образным манометром при давлении или разрежении свыше
50 мм вод. ст. или микроманометром (до 50 мм вод. ст.) с рези-
новой трубкой, присоединяемой к специально изготовленным и
приваренным к стенке газохода штуцерам.
При использовании U-образного манометра величину разре-
жения или давления определяют по формуле
Р — Дйу,
где Р — давление или разрежение в мм вод. ст.’,
Ah — разность уровней в трубках в мм-,
у — удельный вес заполняющей жидкости в г)см?.
В качестве рабочей жидкости, предназначенной для заполне-
ния U-образных манометров, обычно используют дистиллиро-
ванную воду, подкрашенную хромпиком, этиловый спирт, под-
крашенный фуксином или метилротом, а также ртуть.
Для изготовления жидкостных приборов следует применять
стеклянные трубки с внутренним диаметром не менее 8—10 мм с
тем, чтобы уменьшить погрешность измерения из-за капиллярно-
сти. Точность измерения жидкостными тяго-напоромерами зави-
сит в основном от правильности отсчета высоты столба рабочей
жидкости по шкале прибора и точности определения удельного
веса этой жидкости.
Абсолютная погрешность отсчета по шкале прибора обычно
не превышает ±2 мм при измерении постоянного и ±5 мм при
определении пульсирующего давления или разрежения среды.
При измерении пульсирующего давления или разрежения целе-
сообразно частично сузить сечение соединительной трубки за-
жимом.
При работе с микроманометрами измеряемое давление или
разрежение определяют по формуле
Р = пК,
<45 —
где ti — число миллиметров, на которое переместилась жид-
кость в трубке;
К—коэффициент микроманометра, зависящий от угла на-
клона трубки со шкалой к горизонту; с уменьшением
К возрастает точность отсчетов.
Если при измерении удельный вес рабочей жидкости отлича-
ется от градуировочного значения, то вводится поправочный
множитель, равный отношению этих удельных весов.
Пример пересчета показаний микроманометра
с поправкой на удельный вес рабочей жидкости
При градуировке микроманометра в качестве рабочей жидко-
сти был принят спирт с удельным весом угр=0,81 г/сл(3, шкала
была градуирована в мм вод. ст.
Рабочей жидкостью при замерах служила вода с удельным
весом ур=0,998 г! см3',
показания микроманометра Pi = 25 мм вод. ст.\
действительное разрежение:
Р = Je Рх = 0,998 25 = 30,8 мм вод. ст.
Угр 0,81
Для заполнения микроманометров следует применять рабо-
чую жидкость, которая плохо смачивает стенки стеклянной труб-
ки, образует в ней плоский мениск, медленно испаряется, хоро-
шо растворяет жиры, неядовита и не взаимодействует со стек-
лом и металлом. Этим требованиям сравнительно полно удов-
летворяют этиловый спирт, толуол и бензин, средний удельный
вес которых при температуре 20° С соответственно равен 790,
864, 690 кг1м3. В каждом отдельном случае удельный вес рабо-
чей жидкости должен быть определен возможно более точно.
Применять в качестве рабочей жидкости для микроманомет-
ров керосин и воду не рекомендуется, так как керосин быстро
загрязняется и разъедает резиновые соединения прибора, а вода
образует недостаточно четкий вогнутый мениск; капиллярная
постоянная воды в 2,5 раза больше, чем спирта.
Рабочая жидкость не должна содержать механических при-
месей и должна быть свободна от пузырьков воздуха.
При измерении статического давления потока газа очень
важно правильно «отобрать» давление (импульс) измеряемой
среды, так как в противном случае возможны значительные по-
грешности измерения за счет влияния, оказываемого динамичес-
ким давлением (скоростным напором) потока.
Для отбора статического давления в стенке трубы или ка-
нала, имеющей сравнительно гладкую внутреннюю поверхность,
сверлится перпендикулярно ей отверстие диаметром 3—4 мм,
края которого с внутренней стороны слегка закругляются. Осо-
бенно гладкими должны быть края отверстия в стенке при дви-
— 146 —
женин газа со скоростью более 8—10 м!сек. Наличие на внутрен-
ней кромке отверстия заусенцев и неровностей приводит к мест-
ным возмущениям потока (искажению поля скоростей) и в ре-
зультате— к завышению или занижению показаний прибора.
ИЗМЕРЕНИЕ РАСХОДА ВОЗДУХА И ГАЗА
ПНЕВМОМЕТРИЧЕСКИМИ ТРУБКАМИ
Определяют количество отходящих газов и воздуха при ис-
пытаниях печи, измеряя динамический напор, который представ-
ляет собой разность между полным напором в рассматриваемом
сечении трубопровода и статическим напором в том же сечении.
Для любой точки нагнетательного трубопровода (находяще-
гося ПОД давлением) Дполн=^>ст“Ь^>дин ИЛИ ^>дин = ^>полн Рот-
Для любой точки всасывающего трубопровода (находящего-
ся ПОД разрежением) Дполн~' Дст + ^дин ИЛИ Рдин = ^ст Дполн
В некоторых случаях в нагнетательных трубопроводах, в ча-
стности в выхлопных патрубках дымососов, полный напор может
быть положительным, а статический напор — отрицательным.
Это явление обусловливается геометрическим напором, возника-
ющим в результате разности веса столбов легкого, т. е. нагрето-
го, газа и атмосферного воздуха. Тогда РПолн=—^’ст + Т’дин или
Рдин~ Рполн~^~ Рст-
Измеряют динамический напор в сечении прямолинейного
участка газохода или трубопровода пневмометрической трубкой.
Длина прямолинейного участка трубопровода постоянного сече-
ния должна составлять не менее четырех его диаметров до и
после точки замера.
Одновременно с динамическим напором замеряют стати-
ческое давление, температуру газа и сечение трубопровода.
Существует несколько конструкций пневмометрических
трубок:
а) Г-образные системы Прандтля с полусферическим нако-
нечником и двухсторонние системы Клеве;
б) Г-образные системы Пито с коническим наконечником;
в) стержневые Водгео, ВТИ и ЦКТИ.
При испытании вращающихся печей на цементных заводах
преимущественно пользуются Г-образными напорными трубками
системы Пито, несмотря на то что они требуют сравнительно
точной их установки по направлению потока. От применения тру-
бок Прандтля пришлось отказаться, так как они сильно забива-
ются пылью при замере напора запыленных газов, а очистка их
очень затруднена.
Схема установки пневмометрической трубки в трубопроводе
для измерения динамического и статического давлений LJ-образ-
ными манометрами приведена на рис. 49, схема установки для
измерения давлений микроманометром и U-образным маномет-
ром — на рис. 43.
— 147 —
Пневмометрическая трубка должна быть установлена по оси
потока. Максимальное отклонение оси головки трубки от геомет-
рической оси трубопровода не должно быть больше 15°.
Для определения среднего динамического напора потока се-
чение трубопровода диаметром более 300 мм условно разоивают
на равновеликие концентрические кольца. Число колец выбира-
ют в зависимости от диаметра трубопровода.
Диаметр трубопровода в мм Число колец
400 4
600 5
800 6
1000 8
Свыше 1000 10
Расстояние точек замера по радиусу от центра сечения тру
бопровода Rx определяют по формуле
R
2х— 1
2п
пиевмометрической трубки для
измерения динамического и
статического давлений в трубо-
проводе U-образными мано-
метрами
где R— радиус трубопровода в мм;
п—.число колец;
х— порядковый номер кольца.
Собранная установка должна
быть проверена на герметичность;
утечка или подсосы как в самих
приборах, так и в соединительных
линиях не допускаются. Для испы-
тания на герметичность надо присое-
динить статическую или динамиче-
скую часть трубки к манометру, соз-
дать давление в системе и, плотно
закрыв входное отверстие статиче-
ского или динамического канала
трубки, следить за уровнем жидко-
сти в манометре. Если уровень не
изменяется, то считают, что герме-
тичность достигнута.
При измерении скорости запы-
ленных потоков пневмометрическую
трубку следует перед каждым отсче-
том отсоединять от резиновых трубок и продувать чистым воз-
духом.
При умеренных скоростях динамическое давление потока свя-
зано со скоростью его движения равенством
w — Л/ - е д-ин м/сек,
У Y/
где Рдлн — динамическое давление потока в кГ1м2 (мм вод. ст.);
— 148 —
Y« — удельный вес измеряемого газа в кг/л<3;
g — ускорение силы тяжести в м/сек1 2.
В практических условиях скорость измеряемого потока при
давлении в трубопроводе менее 1000 лои вод. ст. подсчитывают
по формуле
/р' К
- дин тр м/сек,
У/
где Р'лии — видимое динамическое давление потока по показанию
вторичного прибора в кГ/м2;
Ктр — коэффициент пневмометрической трубки.
Коэффициент Ктр, зависящий от устройства напорной трубки
и вязкости измеряемого вещества, определяют посредством тари-
ровки трубки в аэродинамической трубе.
Y/ = Yo
273(В±Рст)к
(273 4- Z) 760
где уо — удельный вес газа при нормальных условиях в кг/м3-,
В — барометрическое давление в мм рт. ст.;
Рст — статическое давление в трубопроводе в мм рт. ст.;
t — температура газа в трубопроводе в °C.
Поправку на изменение давления при пересчете удельного ве-
са газа вносят в том случае, если статическое давление в трубо-
проводе превышает 200 мм вод. ст.
Количество газов определяют по формуле
V = 3600 F wCD м3/ч,
где F — площадь сечения трубопровода в точке замера в лг2;
о>ср — средняя скорость газа по сечению в м/сек.
Количество газов, приведенное к нормальным условиям,
VH = V
(273 + /) 760
При определении количества первичного воздуха, поступаю-
щего в печь через пылеугольную форсунку, желательно замерять
скоростной напор на участке форсунки до ввода в нее угольного
порошка (т. е. скоростной напор чистого воздуха). Если недоста-
точная длина прямолинейного участка не позволяет замерять
скоростной напор чистого воздуха, то замеряют скоростной напор
топливо-воздушной смеси. Тогда скорость воздуха рассчитывают
с поправкой, учитывающей содержание твердых частиц в газо-
вом потоке, по формуле:
1 /" FTp
Ув(1 + К)
— 149 —
Для ориентировочного определения концентрации твердых
частиц в газовом потоке К предварительно рассчитывают ско-
рость и количество воздуха без учета содержания твердых
частиц.
Пример расчета. Исходные данные:
коэффициент пиевмометрической трубки /Стр — 0,5;
видимый динамический напор в форсунке Р/ДИн=80 мм вод. ст.;
статический напор в форсунке РСт =420 мм вод. ст. или
=30,9 мм рт. ст.;
внутренний диамеър форсунки в точке замера d=300 мм;
температура первичного воздуха /п.в=60°С;
барометрическое давление £=755 мм рт. ст.;
часовой расход форсуночного топлива 2500 кг/ч;
удельный вес воздуха:
= №+Р.т>2?3 _ (755 + 30.9)273 =
го 760(273+/) 760(273 4 60)
420
13,6
дин ^тр ___
»
V .= 3600 Fa/ (д+рст)2ХЗ = зб00 0 85 0 32.26 8 х
н 760 (273+/)
х <755+3(L9)273_ = 5778 *•/«;
760 (273+60) ’
к = = 0,335 кг/кг
5778-1,29
19,62-80 0,5 ос _ .
------------= 26,8 м/сек;
1,095
w
19,62-800,5 оо ,
----------’— = 23,1 М сек;
1,095(1+0,335)
VH = 3600 • 0,785-0,32-23,1 (755 + 30-9.1273 = 498о мз/ч„
н ’ 760(273 + 60)
На рис. 50 приводится график, с помощью которого можно
определить скорость газа без расчетов.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОСТАВА ОТХОДЯЩИХ ГАЗОВ, ИЗБЫТКА ВОЗДУХА
И ПОДСОСОВ ЕГО В СИСТЕМУ
Для анализа отходящих газов при испытании вращающихся
печей, работающих на пылеугольном топливе, пользуются газо-
анализатором ГХП-ЗМ типа ОРСа. С его помощью определяют
содержание (CO2 + SO2+H2S), О2 и СО методом поглощения.
Для анализа газов химическими газоанализаторами приме-
няют ряд специальных растворов. Ниже кратко приводятся спо-
собы их приготовления.
Для поглощения CO2 + SO2 + H2S используют раствор едкого
калия: 90 г КОН (ГОСТ 4203—48) растворяют в 180 мл дистил-
150 —
— 151 —
лированной воды, хорошо перемешивают, сливают в колбу и
плотно закрывают резиновой пробкой.
Для поглощения О2 применяют щелочный раствор пирогалло-
вой кислоты. Абсорбентом кислорода в газовом анализе может
ч служить заменитель пирогалловой кислоты — «пирогаллол А».
При хранении нужно его защищать от действия прямого солнеч-
ного света. Для приготовления раствора в коническую колбу
всыпают 60 г пирогаллола А и вливают приготовленный раствор
едкого калия (88 г КОН и 150 г Н2О), плотно закрывают колбу
пробкой и взбалтывают 8—10 мин до полного растворения пиро-
галлола А. При этом следует периодически открывать пробку,
чтобы образующиеся пары не разорвали колбу.
Для поглощения СО применяют суспензию сульфата закиси
меди с бетанафтолом в серной кислоте. Для приготовления
суспензии требуются 230 мл серной кислоты с удельным весом
1,84, 23 г закиси меди и 46 г бетанафтола. Закись меди тонко
растирают в фарфоровой ступке с 5—10 мл дистиллированной
воды и добавляют 5—10 мл серной кислоты. Затвердевшую мас-
су вновь тщательно растирают, добавляя небольшими порциями
серную кислоту. Полученную массу смывают серной кислотой в
колбу через воронку, ополаскивая ступку и воронку остатками
кислоты. Затем медленно, при встряхивании в колбу высыпают
предварительно растертый бетанафтол; закрыв колбу пришли-
фованной пробкой, раствор взбалтывают в течение 1—1,5 ч. Пос-
ле выдерживания реактива в закрытой колбе в течение 1—2 су-
ток суспензию сливают с осадка непосредственно в поглотитель-
ный сосуд газоанализатора.
Для сжигания водорода и предельных углеводородов в аппа-
рате ВТИ-2 применяется окислитель — гранулированная окись
меди (ГОСТ 4468—48).
Для поглощения непредельных углеводородов в аппарате
ВТИ-2 применяется раствор брома, который готовят насыщени-
ем бромом (ГОСТ 4109—48 «х. ч.» или «ч. д. а.») 20%-ного вод-
ного раствора бромистого калия (ГОСТ 4160—48 «ч.д. а.»). Де-
лают это в вытяжном шкафу до тех пор, пока на дне сосуда не
останется ни одной капли брома.
В качестве запирающей жидкости применяют:
22%-ный раствор хлористого натрия (ГОСТ 4233—48);
насыщенный раствор хлористого магния (ГОСТ 4209—48);
10%-ный водный раствор серной кислоты (ГОСТ 4204—48);
кислый раствор сульфата натрия; получают его, растворяя
27 г сульфата натрия (ГОСТ 4166—48) или 61 г сернокислого
натрия (ГОСТ 4181—48) и 10 г серной кислоты в 108 мл дистил-
лированной воды.
Продуктами неполного сгорания жидкого и газообразного
топлива, кроме СО, могут быть Н2, СН4 и другие предельные и
непредельные углеводороды, которые не определяются газоана-
лизатором ГХП-ЗМ. В данном случае для определения полноты
— 152 —
сгорания топлива обязателен полный анализ состава отходящих
газов аппаратом ВТИ-2 (ГОСТ 5439—56) или новым хроматер-
мохимическим газоанализатором.
Газоанализатор ВТИ-2 имеет ряд существенных недостатков.
К их числу относятся: недостаточная точность анализов и боль-
шая длительность проведения анализа, исключающая возмож-
ность применения этого аппарата для оперативного контроля.
Допустимое расхождение между параллельными определениями
при анализе газоанализатором ВТИ-2: по способу поглощения —
0,2% (абсолютных); по способу сжигания — 0,3% (абсолютных).
Анализ будет сравнительно точным при постоянстве температуры
газа в течение всего анализа, что трудно обеспечить в условиях
работы на заводе. В зависимости от концентрации горючих ком-
понентов и квалификации лаборанта продолжительность анали-
за одной пробы составляет 2,5—3 ч. Кроме того, применение
газоанализатора ВТИ-2 требует от лаборантов большого навы-
ка, из-за своей громоздкости он малотранспортабелен и может
быть использован лишь в лабораторных условиях.
В настоящее время разработано несколько типов хроматогра-
фических газоанализаторов ХТ-2, ГСТЛ, ХТХГ и др.
Хроматографический метод анализа заключается в поглоще-
нии слоем измельченного пористого твердого вещества (адсор-
бентом) смеси веществ и их разделении с последующим промы-
ванием адсорбента растворителем. Компоненты смеси поглоща-
ются адсорбентом с различной скоростью в зависимости от их
адсорбционных свойств.
Кривая зависимости концентрации газа в выходящем из сорб-
ционной колонки растворителе от времени называется выходной
кривой или хроматограммой.
Разработанный метод позволяет очень быстро и надежно опре-
делять химический недожог в дымовых газах, а также состав
горючего газа с точностью до сотых долей процента.
Хроматографический метод анализа отходящих газов враща-
ющихся печей в цементной промышленности с использованием
газоанализатора ХТХГ-1 впервые был внедрен Оргпроектце-
ментом.
В дальнейшем теплотехническая лаборатория Южгипроце-
мента применила хроматографический метод анализа отходящих
газов с использованием видоизмененного прибора ГСТЛ-3, поз-
воляющего более точно определить содержание окиси углерода
(СО) в смесях с азотом и кислородом.
Хроматермохимический газоанализатор представляет собой
переносной газоанализатор периодического действия. Принцип
его работы основан на адсорбционно-проявительной и распреде-
лительной хроматографии. Прибор анализирует низкокипящие
газы, к которым относятся Нг, СО и СН4, адсорбционно-прояви-
тельным методом, а этан, пропан, бутан и их изомеры — методом
распределительной хроматографии, основанной на различном
— 153 —
распределении компонентов анализируемой смеси между двумя
несмешивающимися растворителями.
В качестве адсорбентов используют: активированный уголь
марок АГ и КАД, силикагель АСК, пропитанный нитробензолом,
и диатомит, пропитанный вазелиновым маслом. Адсорбенты тер-
мостатируются при 20°С. Проявителем служит воздух. Какой-
либо из указанных адсорбентов, играющий роль носителя, пропи-
тывают растворителем, который называется неподвижным. Дру-
гой подвижный растворитель (воздух), пропускают вслед за
Рис. 51. Хроматермохимический газоанализатор ХТХГ-1 (принципи-
альная газовая схема)
анализируемой смесью для вымывания горючих газов из коло-
нок с адсорбентом. Разделение компонентов смеси происходит
вследствие того, что скорость их вымывания различна и зави-
сит от коэффициента распределения каждого из компонентов
между двумя растворителями.
Полный анализ газов осуществляют в два приема: вначале
определяют содержание Н2, СО, СН4, а затем этана, пропана,
бутана и пентана.
Концентрацию отдельных компонентов горючих газов опреде-
ляют каталитическим сжиганием на платиновой спирали, являю-
щейся плечом равновесного моста.
Принципиальная газовая схема прибора ХТХГ-1 показана на
рис. 51. Проба анализируемой смеси поступает в шаровую газо-
вую бюретку 1 объемом 100 мл, в бюретке с помощью напорной
склянки 2 отмеряется определенный объем смеси. Затем смесь
газов направляется через трехходовой кран 3 в сушитель 4, на-
полненный СаС12, для поглощения водяных паров, а далее —
— 154 —
через четырехходовые краны 5 и 6 в колонку 7 с активированным
углем (первый прием) или в колонку 8 с силикагелем (второй
прием) для разделения. Колонки с адсорбентами помещены в
термостат 9. Установлено, что четкость разделения газов зависит
от соотношения их концентрации и количества угля. При избы-
точном количестве угля продолжительность анализа возрастает.
Отсюда следует, что количество угля нужно подбирать в зависи-
мости от условий работы (предварительно уточняется). Установ-
лено, что количество угля меняется при изменении его марки.
Необходимым условием хорошей работы прибора является отсут-
ствие мертвых (пустых) пространств в U-образной трубке для
угля.
После того как смесь газов поглощена адсорбентом, в прибор
пропускают воздух (проявитель) со скоростью 100 мл/мин. Ско-
рость воздуха может быть различной, однако, чем она меньше,
тем медленнее идет анализ. Количество проходящего воздуха
контролируется реометром 10 с капиллярами 11, предварительно
откалиброванным на расход воздуха от 20 до 100 мл!мин. Воздух
последовательно вымывает компоненты из адсорбента в блок
газоанализатора 12, где они сгорают на платиновой спирали из-
мерительной камеры 13, проходят в сравнительную камеру 14 и
через штуцер блока 15 удаляются из прибора.
Чтобы предохранить платиновую спираль измерительной ка-
меры от задувания воздухом, ее помещают в медную сеточку.
В сравнительной камере находится точно такая же платиновая
спираль, что и в измерительной, но помещена она в герметично
закрывающийся медный колпачок. Это исключает догорание газа
в сравнительной камере. Емкость каждой камеры 1,5 мл.
Прибор питается от осветительной сети 220 в через понижаю-
щий стабилизатор напряжения конструкции Оргпроектцемента
(рис. 52), подающий на прибор постоянный ток напряжением
4,5 в.
Электрическая схема газоанализатора показана на рис. 53.
Сила тока, питающего мост, 0,6 а. Ток регулируется реостатом 1.
Измерительный мост состоит из четырех плечевых элементов:
двух платиновых спиралей 2 и 3 по 0,65 ом каждая и двух маг-
нитных катушек 4 и 5 по 5 ом каждая. Платиновые плечевые эле-
менты имеют вид спиралей из платиновой проволоки «Экстра»
диаметром 0,05 мм, длиной 18 мм. В диагональ моста включен
микроамперметр 6, диапазон измерений которого при включении
сопротивлений 7 и 8 может быть увеличен приблизительно в 3 и
10 раз. Сгорание компонентов газа на платиновой спирали вызы-
вает разбалансировку моста, и стрелка микроамперметра откло-
няется от нулевого положения.
В связи с тем что водород при 20° С практически не адсорбиру-
ется активированным углем, он вымывается первым и горит в те-
чение первых полутора минут. При горении окиси углерода мак-
симальные показания прибора появляются на второй — третьей
— 155 —
Рис. 52 Понижающий стабилизатор иапряжеиия
/ — трансформатор 220/12 в; 2 — баретор 0,4256/5 1/2—12; 3—гасящее сопротив-
ление; 4 — выпрямитель; 5 — конденсатор 50 мф
Рис. 53. Хроматермохи-
мическнй газоанализа-
тор ХТХГ-1 (принципи-
альная электрическая
схема)
Рис. 54. Хроматограмма смеси
этан — пропаи — бутаи — изопен-
тан — воздух, полученная при ана-
лизе на хроматермохимическом газо-
анализаторе
— 156 —
минуте, а для метана — на третьей — восьмой минуте. На
диаграмме ра— время получается несколько пиков, каждый из
которых соответствует одному из компонентов (рис. 54). Пло-
щадь, ограниченная кривыми, образующими пик, соответствует
количеству данного компонента. Состав смеси можно определить,
измеряя эти площади. Хорошо поглощаемые газы на диаграмме
характеризуются длинными «хвостами» пиков. На практике ча-
Локазания микроамперметра 0 /ia
Рис. 55. Градуировочная кривая
1 — СН4; 2 —СО; 3-Н2
сто не удается достигнуть полного разделения, поэтому один
пик может частично перекрывать другой, тогда в этой зоне пере-
крытия присутствуют оба компонента. Это свидетельствует о
том, что четкого разделения не происходит, и определить коли-
чество газов, пики которых перекрываются, трудно.
Перед началом работы прибор калибруется по искусственно
приготовленным смесям газов (Нг, СО, СН4), для которых со-
ставляют выходную хроматограмму, а затем градуировочную
кривую концентрация — ца (рис. 55). По этой кривой составля-
ют рабочую таблицу для каждого прибора, по которой, фикси-
руя максимумы показаний микроамперметра, находят концен-
— 157 —
Таблица 21
РАБОЧАЯ ТАБЛИЦА ГРАДУИРОВКИ ПРИБОРА
ПО ИСКУССТВЕННОЙ СМЕСИ ГАЗОВ (ПРИМЕР)
н, со СН,
концентрация в % ро концентрация в % ра концентрация в % ра
2 653 2 229 4 115
1.8 562 1,8 196 3.6 100
1,6 546 1,6 171 3,2 81
1,4 497 1,4 149 2.8 50
1,2 431 1,2 132 2,4 46
1 356 1 114 2 32
0,8 276 0,8 86 1,6 —
0,7 246 0,7 74 1,4 21
0.6 210 0,6 62 1,2 20
0,5 185 0,5 50 1 19
0,4 151 0,4 40 0,8 10
трацию газов в % (табл. 21). Очень четко фиксируются водород
и окись углерода и значительно хуже —метан. Нельзя не отме-
тить, что чувствительность прибора по метану совершенно недо-
статочна, так как 0,1% метана фиксируется на хроматограмме
показаниями от 2 до 5 ца, что затрудняет определение концен-
трации в сотых долях метана.
ВНИГНИ разработана методика определения малых концен-
траций метана. Для этого между сорбционной колонкой и суши-
телем устанавливают дозатор, представляющий собой стеклян-
ную трубку, закрытую сверху резиновой пробкой. Через прибор
пропускается поток воздуха с обычной рабочей скоростью
100 мл/мин. Сквозь резиновую пробку fe поток воздуха шприцем
впрыскивают анализируемый газ в количестве от 0,5 до 3 см3
(в зависимости от концентрации горючих компонентов). Для
анализа горючего газа берется проба 0,5—1 см3, а отходящих
газов — 2,5—3 см3. Весь анализ Длится 1,5—2 мин. Чтобы обес-
печить точность замеров, рекомендуется пользоваться самопис-
цем, а концентрацию определять по хроматограммам.
Готовить искусственные смеси газов для калибровки хрома-
тографа рекомендуется с помощью разработанного Всесоюзным
научно-исследовательским теплотехническим институтом имени
Ф. Э. Дзержинского метода определения химического недожога
дымовых газов. Заключается он в полном окислении СО, СН4,
Н2, и определении их процентного содержания в дымовых газах
по количеству продуктов окисления. При этом углекислоту, об-
разующуюся при окислении окиси углерода и метана, определя-
ют титрометрическим методом, а воду, появляющуюся при окис-
лении водорода, — весовым методом. Разработанный метод дает
возможность определять химический недожог в дымовых газах
— 158 —
с точностью до сотых и тысячных долей процента. Этим методом
следует широко пользоваться в исследовательских институтах,
наладочных организациях и лабораториях.
Схема установки, применяемой для проведения анализа, по-
казана на рис. 56.
В комплект входят следующие приборы: аспиратор 1 с про-
бой анализируемого газа; реометр 2 на 250 мл!мин, применяе-
мый для регулирования скорости газового потока; U-образные
трубки с аскаритом 3 для очистки пробы анализируемого газа
Рис. 56. Схема экспериментальной установки для определения
. недожога в дымовых газах
от СО2 и других паров и газов и с хлористым кальцием 3' для
осушки газа;
U-образные трубки 4 и 4', из них первая погружена в печь
и заполнена йодноватым ангидритом для окисления окиси угле-
рода, присутствующей в анализируемом газе; вторая заполнена
йодистым калием для поглощения йода, выделяющегося в про-
цессе окисления СО йодноватым ангидритом;
поглотительные сосуды 5 и 5' типа змеевиковых барботеров
с титрованным раствором едкого бария для поглощения обра-
зующейся в процессе окисления СО двуокиси углерода;
U-образная трубка 6 с хлористым кальцием и змеевик Вин-
клера 7, заполненный концентрированной серной кислотой
удельного веса 1,84 для осушки газа, насыщенного парами воды,
при выходе из змеевиковых барботеров;
U-образная трубка 8 из нержавеющей стали марки ЭЯ1Т,
погруженная в печь и заполненная окисью меди для окисления
метана и водорода, присутствующих в анализируемом газе;
змеевик Винклера 9 с концентрированной серной кислотой
удельного веса 1,84 для поглощения паров воды, выделяющихся
в процессе окисления метана и водорода;
U-образная трубка 10 с хлористым кальцием, применяемая
в качестве контрольной трубки;
вторая пара поглотительных сосудов типа змеевиковых бар-
ботеров И и 11', заполненных титрованным раствором едкого
— 159 —
при данных
бария для поглощения двуокиси углерода, образующейся в про-
цессе окисления метана;
ртутный манометр 12 для наблюдения за давлением газа в
установке; он применяется лишь в том случае, когда в установ-
ке есть аспиратор для отсоса;
аспиратор 13 для отсоса, снабженный трехходовым краном и
термометром; он применяется в том случае, если аспиратор 1
с пробой анализируемого газа не имеет градуировки;
электропечь 14 на 150°С для нагревания трубки с йоднова-
тым ангидритом, снабженная термометром со шкалой до 350° С;
электропечь 15 для нагревания трубки с окисью меди до
850—950° С.
Объем пропущенного через установку газа, приведенный к
нормальным условиям, определяют по формуле
у0= ,
0 760(1+0,00376 0
где Vt — объем пропущенного через установку газа
условиях в л;
В — барометрическое давление в мм рт. ст.;
Р — упругость водяных паров в мм рт. ст.;
t — температура газов в °C.
Содержание СО в анализируемом газе:
^-Уг = У;
0.14VK
1,2504 К, = СО%’
где Vi—объем 0,1 н. раствора НС1, необходимый
лизации всего едкого бария в змеевике, в
V2— объем 0,1 н. раствора НС1, израсходованный на обрат-
ное титрование едкого бария в змеевике после анали-
за, в мл;
V — объем 0,1н. раствора НС1, соответствующий количеству
поглощенной СО2, образовавшейся при окислении СО,
в мл;
К — поправочный коэффициент 0,1 н. раствора НС1;
0.14—-титр раствора по окиси углерода;
1,2504 — вес 1 л окиси углерода в г.
Содержание СН4 в анализируемом газе:
У>-Уг = У;
«.08 VK _ гн 0/
' — Пл 7Q
0,7168 Ро
где 0,08 — титр раствора по метану;
0,7168 — вес 1 л метана в г.
для нейтра-
лы;
— 160 —
Содержание Н2 в анализируемом газе:
т, — т2 = Н2О;
Умет-0,0018 = Н2Онет;
11,11 (Н2Ообш - НЕОиет) = н2%,
где wit — вес поглотительного сосуда до анализа в г\
т2— то же, после анализа в г;
НгОобщ — количество воды, выделившееся при сгорании СН4
и Н2, в г;
Н2Онет— объем 0,1 н. раствора НС1, соответствующий погло-
щенной СО2, образовавшейся при сгорании метана
в мл\
11,11—коэффициент пересчета воды на Н2.
Метод газовой хроматографии благодаря своей простоте и
высокой точности все шире используют для анализа продуктов
неполного сгорания в научно-исследовательских институтах и
наладочных организациях. Однако он требует дальнейшего де-
тального и всестороннего исследования. В частности, примене-
ние газовой хроматографии для анализа продуктов горения ос-
ложняется тем, что активированный уголь, которым заполняют
разделительную колонку, способен адсорбировать как горючие
составляющие продуктов горения (Н2, СО, СН4), так и негорю-
чие (О2, N2, СО2). При этом адсорбционные свойства активиро-
ванного угля по отношению к СО, О2 и N2 близки. Следователь-
но, из разделительной колонки эти газы выходят почти одновре-
менно.
Отсутствие четкого разделения этих трех газов приводит к зна-
чительным погрешностям при определении окиси углерода. При
использовании первых образцов газоанализаторов ХТХГ-1 это
не учитывалось.
При определении в отходящих газах содержания горючих
компонентов по теплоте их сгорания электрический ток в диа-
гонали моста Уитстона возникает и в тех случаях, когда в рабо-
чую камеру детектора попадает негорючий газ. Происходит это
тогда, когда теплопроводность проходящего через рабочую ка-
меру газа отличается от теплопроводности газа-проявителя.
В нашем случае при температуре платиновой нити в рабочей
камере 650—750° С и использовании в качестве проявителя воз-
духа коэффициент теплопроводности кислорода выше коэффи-
циента теплопроводности воздуха, а коэффициент теплопровод-
ности азота меньше коэффициента теплопроводности воздуха.
В связи с этим, если в анализируемой пробе имеются азот и кис-
лород и находятся они в том же объемном соотношении, что и в
проявителе-воздухе (N2/O2 = 3.76), то прибор никак не реагирует
на их присутствие. Если же указанное соотношение изменяется
и начинает преобладать азот, то на хроматограмме появляется
положительный пик азота.
При изменении указанного соотношения в пользу кислорода
Н—2142
— 161 —
на хроматограмме фиксируется отрицательный пик кислорода.
Так как время выхода азота, кислорода и окиси углерода сов-
падает, то пики на хроматограмме сливаются, усиливая друг
друга при преобладании кислорода, а это в конечном счете ска-
зывается на точности определения СО.
Различные исследователи по-разному добиваются повышения
точности определения СО в смесях с азотом и кислородом.
Так, А. А. Авдеева [2] разбавляла анализируемые пробы кис-
лородом из такого расчета, чтобы объемное соотношение
02
было равно 3,76. Предлагают [50] в качестве проявителя приме-
нять воздух или азот в зависимости от наличия в пробе СОг и
Оа. Пытались [13] найти величины поправок на содержание азота
при определении окиси углерода по совместному пику CO + N2.
В лаборатории интенсификации топочных процессов ЭНИН
АН СССР изучалось влияние различных факторов на разделе-
ние системы CO + N2 + O2. В частности, выявляли, как влияет
изменение геометрических размеров колонки.
В результате проведенной работы было достигнуто вполне
удовлетворительное разделение этих газов на колонке диамет-
ром 3 мм и длиной 3,5 м при проявлении воздухом. ,
Теплотехническая лаборатория Южгипроцемента получила
удовлетворительное разделение газов СО и N2 на колонке диа-
метром 4 мм и длиной 2 м. При этом на видоизмененном приборе
ГСТЛ-3 за 2 мин 30 сек определяли содержание в отходящих
газах: водорода — с точностью до 0,003, окиси углерода — с точ-
ностью до 0,007 и метана — с точностью до 0,01.
По результатам анализа отходящих газов определяют коэф-
фициент избытка воздуха (а), который представляет собой отно-
шение объема воздуха, поступившего в камеру сгорания, к объе-
му воздуха, теоретически необходимого для полного сгорания
топлива.
При горении топлива в воздухе (без кислородного дутья)
коэффициент избытка воздуха по составу отходящих газов
можно определять по формуле
21
21 — — (О2—0.5СО — 2СН4 — ЗС2Н4—0,5Н2)
Nt
При сжигании топлива с высоким содержанием азота (домен-
ный газ и др.) подсчет коэффициента избытка воздуха по приве-
денной формуле дает недостаточно точные данные. В этом слу-
чае рекомендуется пользоваться формулой с поправкой на азот,
перешедший в отходящие газы из сжигаемого топлива
а -----------------------------------------------
NJ
— — — 3,76 (О2—0.5СО— 0,5Н2—2СН4—2С2Н4)
— 162 —
где /VJ —содержание азота в газообразном топливе в %;
V — объем сухих отходящих газов в м3 на 1 м3 сгоревше-
го газообразного топлива, подсчитывается по балан-
су углерода:
1001/£.о
СН4 + СО + СО2 + 2С2Н4 + 2С2Не +----
у ф
СОг + СО' + СН<
Здесь в числителе указано процентное содержание углеродсо-
держащих газов в горючем газе и выход углекислоты из сырья
на 1 м3 газообразного топлива; V£Oi —выход углекислоты из
сырья в л«3/кг клинкера; Ут— удельный расход топлива в м3/кг
клинкера; в знаменателе указано процентное содержание- угле-
родсодержащих газов в сухих отходящих газах.
По изменению содержания СО2 в отходящих газах, отбирае-
мых на различных участках газового тракта, можно определить
подсосы воздуха в систему. Величину подсоса, выраженную в
процентах к первоначальному объему, находят из следующего
равенства:
И1О = (И1 + Уг) Ь
100 100
где Vi —объем газа в начале участка в м3;
Уг — объем подсосанного воздуха в м3;
а — процентное содержание СО2 в начале участка;
b — то же, в конце участка.
V\((i — b) = V2b или100 = —~-6 100%.
~ Vi ь
ИЗМЕРЕНИЕ ПОТРЕБЛЯЕМОЙ МОЩНОСТИ
Для определения электрической мощности, потребляемой
электродвигателем, руководствуются правилами, установленны-
ми электротехническими нормами СССР.
Подводимая от сети к электродвигателю машины мощность
измеряется при помощи двух ваттметров, включенных по схеме
Арона (рис. 57 а, б). Мощность, потребляемую электродвигате-
лем из сети и измеряемую двумя ваттметрами, определяют по
формуле
о
А'эл = KvCw (W1 ± 10 КвГП>
где Kt — коэффициент трансформации трансформатора тока;
Kv — коэффициент трансформации трансформатора напря-
жения;
с„; — цена деления шкалы ваттметра;
и-’ь w2 — показания ваттметров в делениях шкалы.
П*
— 163 —
Применяемые в схеме Арона электрические приборы должны
иметь класс точности 0,2 или 0,5.
В cefflx переменного тока с напряжением, равным и превы-
шающим 380 в, амперметры включают только через трансформа-
торы тока класса точности не ниже 1. При определении фактиче-
ского значения токов в измеряемой сети следует подсчитывать
их величину по формуле
где Ci — цена деления шкалы амперметра;
ia, ic — собственно величины тока в фазе А и С в делениях
шкалы.
Рис. 57. Схемы включения ваттметров для измерения мощности
а — при напряжении до 500 в, б — при напряжении свыше 500 в\ W — ватт-
метры: А — амперметры; V — вольтметры; ТТ — трансформатор тока;
TH — трансформатор напряжения; ДС — добавочное сопротивление
Включение вольтметра, измеряющего напряжение между
двумя фазами, не превышающее 500 в, допускается непосредст-
венно в сеть.
Для измерений высокого напряжения больше 500 в вольт-
метры включают через трансформатор напряжения класса
0,5 и 1.
Измеренное линейное напряжение подсчитывают по формуле
v = A„,ct,o1UK Ь,
где с„ — цена деления шкалы;
^шк — показания вольтметра в делениях шкалы.
Менее точно измерение мощности при испытаниях по стацио-
нарным счетчикам. Недостаток применения электросчетчиков —
невозможность судить о равномерности загрузки электродвига-
теля во время испытания, преимущество — непосредственный
учет расхода энергии за определенный промежуток времени, в
течение которого проводились испытания.
— 164 —
По показаниям двух ваттметров можно определить коэффи-
циент мощности cos ф по диаграмме (рис. 58). Если полученные
значения cos ф по диаграмме и из уравнения
Рис. 58. График для оп-
ределения коэффициен-
та мощности двигателя
при включении ваттмет-
ров по схеме Арона
К9Л-1000
COS q> == ——---
от-1,73
различаются менее чем на 2%, то мож-
но считать, что мощность по схеме
двух ваттметров измерена достаточно
точно.
При установке и проверке ваттмет-
ров важно, в какую сторону откло-
няются показывающие стрелки прибо-
ра. Следует иметь в виду, что при ма-
лых нагрузках электродвигателя
(созф<0,5) стрелка одного из ваттмет-
ров может отклоняться влево, т. е. да-
вать отрицательные показания. В этом
случае надо переключить концы обмот-
ки напряжения ваттметра и в формулу
подсчета мощности при измерении ме-
тодом двух ваттметров подставить не
сумму, а разность их показаний.
ОТБОР СРЕДНИХ ПРОБ МАТЕРИАЛОВ
Твердое топливо. Отобранная проба должна характеризо-
вать среднее .качество сожженного за испытание топлива. Про-
бы отбирают из взвешиваемого угля в течение всего испытания
равными по весу порциями в плотно закрываемую тару.
При взвешивании порошкообразного угля при условии отно-
сительно равномерного его поступления пробы отбираются еже-
часно; вес каждой порции составляет 100—150 г. При взвешива-
нии кускового топлива (т. е. до его переработки) вес отобранной
за испытание первичной пробы и число порций зависят от раз-
мера кусков (табл. 22).
Таблица 22
ЗАВИСИМОСТЬ ВЕСА ПЕРВИЧНОЙ ПРОБЫ И ЧИСЛА
ОТБИРАЕМЫХ ПОРЦИЙ ОТ РАЗМЕРА КУСКОВ
Показатели Размер кусков в мм
0-25 0-50 0—75 0-100 0—150
Вес порции в кг 1 2 3 4 5
Предельное содержание золы Ас в % До 10 10—15 15—20 Более 20
Число порций, отбираемых в пер- вичную пробу 60 90 120 150 150
— 165 >-
При сжигании шихты, составленной из топлива разных ма-
рок, пробы необходимо отбирать от каждой марки угля отдельно.
При использовании мельниц для одновременной сушки и по-
мола угля, работающих по замкнутому циклу с печью, пробу от-
бирают обязательно из натурального (кускового) топлива. При
определении теплотворной способности по средней пробе форсу-
ночного угля может быть допущена ошибка из-за иного состава
и соответственно другой теплотворной способности неучтенного
сброса.
Отобранную за испытание первичную пробу подвергают раз-
делке для отбора из нее средней лабораторной пробы. Разделка
состоит из следующих операций: измельчения, перемешивания,
сокращения пробы, отбора лабораторной пробы.
Измельчают всю первичную пробу. Отбрасывать трудно-
измельчаемые куски нельзя. Во избежание потерь влаги измель-
чать следует как можно скорее. Перемешивают измельченную
пробу путем пересыпки на конус, повторяя операцию до трех-
четырех раз.
Сокращают измельченную пробу квартованием. Конусообраз-
ную пробу топлива сплющивают, и полученный цилиндр делят
(квартуют) двумя взаимно-перпендикулярными плоскостями на
четыре равных сектора. Два противоположных сектора отбрасы-
вают, а два других перемешивают, насыпают конусом, сплющи-
вают и снова делят и т. д.
Максимальный вес пробы после ее сокращения:
при максимальном размере кусков 25 мм ... 60 кг
то же, 13 » ... 15 »
» 3 » . . . 3,75 »
» 1 » . . . 0,75 »
Лабораторную пробу отбирают в две плотно закрывающиеся
банки. В одной из них хранится основная, в другой — контроль-
ная проба.
Жидкое топливо. Отбирать жидкое топливо необходимо не-
прерывно в течение всего испытания из середины потока напор-
ной части мазутопровода (между расходным баком и печью).
Пробу отбирают в чистый металлический сосуд. Если непрерыв-
ный отбор проб невозможен, применяют пробоотборник для пе-
риодического отбора, представляющий собой металлический со-
суд с утяжеленным дном и открывающейся на заданном уровне
крышкой, или стеклянную бутылку, вставляемую в металличес-
кий каркас. Бутылка плотно закупорена пробкой, к которой при-
вязана бечевка.
Все разовые пробы для составления средней пробы отбирают
одним пробоотборником. При отборе пробы закрытый пробоот-
борник опускают в резервуар через люк до намеченного и опре-
деленного по рулетке уровня. Затем открывают крышку пробо-
отборника, о заполнении которого судят по выделению пузырь-
ков воздуха. Из пробоотборника пробу выливают в чистую.
— 166 —
сухую, плотно закрывающуюся емкость. При отсутствии люка
в крышке резервуара«-пробы можно отбирать из всех пробоот-
борных кранов равномерными порциями по всей высоте налива
мазута.
Первичная проба должна составить:
прн расходе топлива за испытание 1—10 т . . 2—4 л
то же, 10—20 т . •............................. 7 »
» свыше 2) т................................ 10 »
(4-1 л на каждые последующие 10 т)
Для получения из первичной пробы (с температурой не свы-
ше 25° С) лабораторной пробы, следует отобранную первичную
пробу сильно взбалтывать в течение 5—10 мин и затем быстро
отлить из нее по 1 л в две литровые бутылки. Одну из них остав-
ляют в качестве контрольной, а другую отправляют в лаборато-
рию для производства анализа.
Газообразное топливо. Среднюю пробу газа отбирают в
специальный баллон равными порциями через специальные га-
зоотводные трубки. Общий объем средней пробы за испытание
должен быть не менее 20 л.
Клинкер. Первичную пробу клинкера составляют из одина-
ковых по весу проб, отбираемых ежечасно для определения тем-
пературы, веса 1 л и содержания свободной извести. В первич-
ную пробу включают только те пробы, которые отбирались во
время испытания (с момента начала взвешивания клинкера).
Отобранную за испытание первичную пробу сокращают мето-
дом квартования, и получают среднюю пробу.
Сырье. Первичную пробу сырья составляют из равных по
весу проб, отбираемых ежечасно для определения титра, тонко-
сти помола, влажности и веса 1 л (при мокром способе произ-
водства). Сокращают первичную пробу методом «квадратов».
Заключается он в наборе порций, равномерно распределенных
по всей тщательно перемешанной пробе, уложенной тонким сло-
ем в виде прямоугольника. Пробу делят взаимно-пеопендику-
лярными линиями на равные по площади квадраты. Из середи-
ны квадратов равномерно, в шахматном порядке, из всей глуби-
ны слоя набирают необходимое число равных по весу порций.
Пылеунос. Пробы возвратного пылеуноса при равномерном
поступлении его в печь отбирают ежечасно; вес каждой порции
100—150 г. Если осаждающаяся пыль не возвращается в печь,
то для химического анализа отбирают по 50 г пыли с каждой
тонны для пробы.
Среднюю пробу безвозвратного пылеуноса составляют из пы-
ли, уловленной фильтрами за период испытания при определе-
нии запыленности газов. Первичную пробу пыли сокращают
методом «квадратов».
Отходящие газы. Отбирать газ для анализа при испытани-
ях целесообразно через газосборник стационарного автоматиче-
— 167 —
ского газоанализатора. При его отсутствии специально устанав-
ливают газозаборную трубку так же, как»и при монтаже термо-
пары. Следует учитывать, что при высокой температуре отбира-
емых на анализ отходящих газов точность анализа снижается
Рис. 59 Схема непрерывного отбора пробы отходящего газа
/ — газозабориая трубка с водяным охлаждением; 2 — эжектор для отсо-
са газа; 3 — аспиратор типа Коро
из-за возможного уменьшения содержания О2 в результате окис-
ления FeO или Ге3О4 до Fe2O3 или СО до СО2.
Поэтому при температуре отходящих газов свыше 550° С от-
бираемую пробу газа нужно охлаждать. В данном случае газо-
заборную трубку целесообразно компоновать вместе с отсасы-
вающей термопарой или отсасывать газы через специальную
охлаждаемую трубку (рис. 59).
— 168 —
При температуре отходящих газов от 400 до 550° С применяют
защищенные керамические газозаборные трубки. При темпера-
туре отходящих газов до 400° С используют стальные, медные
или латунные газозаборные трубки с внутренним диаметром
12—17 мм.
Непрерывный отбор средней пробы газа за испытание осу-
ществляется аспиратором типа «Коро» с эжектором или возду-
ходувкой для отсоса газов. Пробу отбирают обычно со скоро-
стью 1,’5—2 л/ч.
В качестве жидкости для аспираторов применяют растворы
поваренной соли или хлористого кальция, которые не поглоща-
ют СОг- Каждый сосуд аспиратора имеет два краника: верхний
для подключения к газопроводу и нижний для регулирования
спуска жидкости из сосудов и отсоединения уравнительной фля-
ги от сосуда. В начальном положении сосуды должны быть за-
полнены жидкостью до верхних кранов. Перепускают анализи-
руемые газы из аспиратора в газоанализатор с помощью урав-
нительной фляги.
ОБРАБОТКА РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЙ И СОСТАВЛЕНИЕ
МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ ПЕЧНОГО АГРЕГАТА
Результаты испытаний после обработки оформляют актом со
сводной таблицей основных показателей по прилагаемой ниже
форме 1.
К акту прилагаются характеристики оборудования печной
установки со спецификацией для футеровки и цепных завес
(формы № 2, 3 и 4).
Кроме того, должны быть приложены схемы со спецификаци-
ями для печной установки, теплообменных устройств, механиз-
мов возврата пыли в печь, обеспыливающего устройства.
При подсчете средних и итоговых показателей величины, не-
обоснованно резко выделяющиеся среди других, из подсчетов
исключаются. После подсчета средних показателей определяют
средние истинные величины с учетом поправок по данным пас-
портов и свидетельств приборов. По результатам испытаний, за-
фиксированным в акте, составляют материальный и тепловой ба-
лансы печи, а также технический отчет.
Невязка теплового баланса при точно сделанных замерах и
расчетах не должна превышать 5%, в противном случае следу-
ет искать ошибку в замерах или методике расчетов.
Технический отчет по наладке и испытаниям должен содер-
жать исчерпывающие сведения о проведенных работах.
Материал технического отчета следует располагать в следую-
щей последовательности.
1. Аннотация. В ней кратко указывается содержание, ос-
новные цели и итог работы — достигнутые показатели по произ-
водительности и удельным затратам.
12—2142
— 169 —
Форма 1
АКТ
о результатах теплотехнического испытания вращающейся печи №
цементного завода
« »19 г. г.
Составлен в том, что 19 г.
было проведено теплотехническое испытание вращаю-
щейся печи № цементного завода.
При испытании учет основных показателей производился следующим спо-
собом:
а) расход шлама _________________________________________
б) выход клинкера _______________________________________
в) расход топлива _______________________________________
г) безвозвратный пылеунос с отходящими газами
При испытании были получены следующие результаты: '
Показатели
Размерность
Величина
Продолжительность испытания.................
» полного хода печи ................
То же, среднего.............................
» тихого ................................
Продолжительность остановок печи............
В том числе на подогрев
Сырье
Расход за испытание.........................
Влажность...................................
Объемный вес................................
Титр .......................................
Тонкость помола — остаток на сите:
№ 020 ......................................
№ 008 ..................................
Температура сырья ..........................
Химический состав сырья:
SiO2....................................
AI2O3...................................
Fe2O3...................................
CaO.....................................
MgO.....................................
SOj.....................................
KiO+NagO ...............................
n. n. n.................................
сумма ..................................
Кремнеземный модуль.........................
Глиноземный » .......................
Коэффициент насыщения.......................
Содержание СО2 в сырье .....................
ч
ч/%
»
>
»
м3/т
%
г/л
%
— 170 —
Продолжение формы I
Показатели
Размерность
Величина
Клинкер
Выработка клинкера за испытание............
Вес 1л.....................................
Температура по выходе из холодильника . . . .
Химический состав:
SiO2...................................
AI2O3 .. ...........................
Fe2O3..................................
CaO....................................
MgO....................................
SO3....................................
K2O+Na2O ..............................
n. n. n................................
сумма..................................
Кремнеземный модуль........................
Глиноземный > .......................
Коэффициент насыщения......................
Содержание свободной СаО...................
т
г
град
%
%
%
%
%
%
%
%
%
Топливо
а) Твердое и жидкое
Марка применяемых топлив и их дозировка (про-
центное соотношение)........................
Расход за испытание.........................
Влажность сырого угля
» форсуночного угля.....................
Тонкость помола форсуночного угля — остаток на
сите:
№ 020 ..................................
№ 008 ..................................
Содержание летучих Vcyx.....................
Содержание золы А сух.......................
Элементарный состав:
СР................................. . . . .
HP.....................................
NP.....................................
SP.....................................
OP......................................
АР......................................
W₽......................................
Теплотворная способность QJJ................
Температура ................................
т
%
%
%
%
%
%
%
%
%
%
%
%
%
ккал/кг
град
б) Газообразное
Расход газа (приведенного к нормальным усло-
виям — 0° С, 760 мм рт. ст.) за испытание . . .
Состав газа:
СО......................................
Н2......................................
сн4.....................................
с2н6....................................
и3
%
%
%
%
12*
— 171 —
Продолжение формы I
Показатели
Размерность Величина
СзН,...................................
. С4Н10.................................
СбН,2..................................
H2S....................................
со2....................................
02.....................................
n2......................-..............
Теплотворная способность (при 0°С) • • •
Температура ............... ...............
Давление в магистрали (перед задвижкой) . .
Давление перед форсункой (после задвижки) .
Скорость выхода газа из форсунки . . . .
Расстояние от обреза форсунки до манометра .
Отходящие газы
а) За обрезом печи
Состав газов:
С02.........................................
О2......................................
Н2......................................
сн4.....................................
со......................................
N2......................................
Коэффициент избытка воздуха а .......
Температура отходящих газов........... . .
Разрежение .........................
б) После запечного теплообменного устрой-
ства
Состав газов:
С02..................................... .
О2.........................
а........................................
Температура газов ..........................
Разрежение..................................
Количество подсосанного воздуха по отношению
к сухим газам .... .......... .
в) После пылеуловителя (перед дымососом)
Состав газов:
СО2.....................................
о2........................;..............
а.......................................
Температура газов ...........
Разрежение................•. -..............
Количество подсосанного воздуха по отношению
к сухим газам ......................... . .
г) Разрежение в головке печи..........•.
Первичный воздух
Напор в форсунке динамический..............
То же, статический.........................
» полный..................; ;
Скорость воздуха при выходе Из форсунки . .
%
%
%
%
%
%
% •
ккал/ж3
град
ат
м/сек
м
%
%
%
%
%
%
ММ
град
вод. ст.
мм
мм.
мм
%
%
ерад
вод. ст.
%
%
%
град
вод. ст.
%
вод. ст.
м/сек
— 172 —
Продолжение формы 1
Показатели Размерность Величина
Температура воздуха град
'Степень тепловой подготовки материала а) За цепной завесой (то же за концентратором , шлама) Температура град
Влажность %
Гранулометрический состав — остаток на снтах с размером ячейки: 20 мм %
10 » %
7 » * %
5 %
3 » %
1 » %
б) За теплообменником внутри печи (то же, за конвейерным кальцинатором) Температура град
П. п. п %
Гранулометрический состав — остаток на ситах с размером ячейки: 20 мм %
10 » • %
7 » %
5 » %
3 » %
1 » %
в) За каждой ступенью циклонного теплообменника Температура материала град
П. п. п %
Температура газа град
Температура корпуса печи и холодильника Печь: точка (длина участка с отсчетом от горячего конца печи вл) град
точка № >
» № »
» № >
> № »
Холодильник: (участок холодильника в м) »
точка № »
» Ns »
» Ns »
> № »
» Ns 1 »
— 173 —
Продолжение формы 1
Показатели Размерность Величина
Режим работы колосникового холодильника Общий расход воздуха В том числе: острого дутья через первую решетку » вторую > Расход вторичного воздуха » избыточного » Давление воздуха: под первой решеткой > второй » Температура воздуха: на входе в холодильник вторичного избыточного Температура нижней поверхности первой подко- лосниковой плиты ' Температура клинкера на выходе из печи . . . Скорость движения: первой решетки второй » Режим работы пылеуловителя Количество газов перед пылеуловителем .... Температура газов перед пылеуловителем . . . Запыленность газов перед пылеуловителем . . . » » после пылеуловителя .... Степень Осаждения пыли в пылеуловителе . . . Количество безвозвратного пылеуноса .... То же, в пересчете на клинкер » в пересчете на сухое сырье Химический состав пыли: SiO2 AI2O3 F е2О3 СаО MgO SO3 ; Na2O К2О п. п. п Содержание свободной СаО Относительная влажность газов в пылеуловителе Режим работы гранулятора Влажность гранул Фракционный состав гранул — количество гранул размером: < 3 мм > is» Механическая прочность влажных гранул . . . нмэ/ч » » > * мм вод. ст. » град » » об/мин » мР/ч град г/нмР » % кг/ч » > % % % % % % % % % % % % % % кг
— 174 —
Продолжение формы 1
Показатели
Размерность
Величина
Прочность сухих гранул при истирании (по остат-
ку на контрольном сите) ..............
Пористость гранул............................
Основные показатели
Производительность печи........................
Тепловая мощность..............................
Расход условного топлива ......................
То же, сухого сырья............................
В том числе:
теоретический расход сухого сырья . . . .
безвозвратный пылеунос.....................
то же......................................
Удельный расход электроэнергии ................
Коэффициент использования....................
т/ч
10е ккал/ч
кг/кг клинкера
»
»
»
%
квт-ч'т
Главный инженер завода:
Начальник технического отдела:
Начальник лаборатории:
Начальник цеха обжига:
Руководитель наладочной бригады:
2. Программа работ. Приводится подробный план работ по
наладке и испытаниям, указываются сроки их начала и оконча-
ния и лица, ответственные за выполнение работ в указанные
сроки.
3. Техническая характеристика налаживаемого агрегата.
Эта характеристика приводится в объеме краткого техническо-
го паспорта. К ней должны быть приложены схемы со специфи-
кациями основного агрегата, теплообменных устройств, обеспы-
ливающих устройств и другого вспомогательного оборудования.
Характеристика печного агрегата со спецификациями для футе-
ровки и цепной завесы указывается по формам 2, 3, 4.
4. Анализ показателей работы подлежащего наладке агре-
гата по среднемесячным данным, сравнение их с показателями
работы аналогичных агрегатов, работающих на близком по ка-
честву сырье и топливе.
5. Предварительные испытания или наблюдения до налад-
ки агрегата. Дается сводная таблица результатов предваритель-
ного испытания и все расчеты итоговых показателей с приложе-
нием графиков и диаграмм (материальный и тепловой балансы
печи, расчеты по пылеуносу и пр.).
6. Содержание наладочных работ и выполнение мероприя-
тий по установлению оптимального режима эксплуатации агре-
гата.
7. Окончательные испытания.
— 175 —
Форма 2
ТЕХНИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ОБОРУДОВАНИЯ
ПЕЧНОЙ УСТАНОВКИ
Оборудование, показатели Размерность Величина Приме- чание
Печь Завод-изготовитель Тип Год установки Способ работы Длина , В том числе: расширенной части суженной » Диаметр (по корпусу): расширенной части суженной > шайбы в холодном конце средневзвешенный Наклон Число оборотов: на полном ходу » среднем » » тихом » Футеровка (вид огнеупора) по участкам печи: I II III IV Форсунка Тип Диаметр выходного сопла Теплообменные устройства А. Цепная завеса: способ навески длина по оси печи поверхность способ крепления Б. Теплообменники: тип длина по оси печи поверхность М » > > > % об/мин » » м » > мм * м ЛСа м м* -
— 176 —
Продолжение формы 2
Оборудование, показатели Размерность Величина Примеча- ние
• Концентратор
Год установки Размеры Характеристика привода Вес тел наполнения Объем тел иаполиения м т JH3
Конвейерный кольцинатор
Год установки Размеры Характеристика привода ' 1 * 1
Циклонные теплообменники
Год установки Количество ветвей » циклонов Тип и размеры циклонов Площади сечения циклонов по участкам . шт. » JM ж2
Холодильник
Завод-изготовитель Тип Год установки Характеристика привода Характеристика дутьевых установок (для колосникового холодильника) —
Дутьевой вентилятор
Завод-изготовитель Тип Число оборотов Производительность Полный напор Мощность электродвигателя об/мин М3/Ч мм вод ст. кет
Дымосос
Завод-изготовитель Тип Число оборотов Производительность Полный напор Мощность электродвигателя об/мин м3/ч мм вод. ст кет
Дымовая труба
Материал Высота Диаметр в свету у основания То же, в верхней части Число печей, присоединенных к трубе . - м » > шт.
— 177 —
Продолжение формы 2
Оборудование, показатели Размерность Величина Приме- чание
Сырьевой питатель Завод-изготовитель . Тип Число оборотов: максимальное минимальное Емкость контрольного бачка Обеспыливающая установка Завод-изготовитель Тип ... Коэффициент полезного действия .... Безвозвратный пылеунос об/мин » Л г/м*
СПЕЦИФИКАЦИЯ ДЛЯ ЦЕПНОЙ ЗАВЕСЫ
Форма 3
Показатели Размер- ность Формула или обозначение У часток
I II
Вид цепной завесы . . . — —
Длина участка .... М L
> одной цепи . . . Ъ 1
Расстояние между точ- ками крепления по окруж- ности » 4жр
Шаг по длине печи . . . > ^дл
Количество рядов по дли- не печи ШТ. —
Количество цепей в ряду . лО
» П~ t *ОКр
Число точек подвески, на которое смещен один конец цепи по отношению к дру- гому » т
Центральный угол между проекциями точек подвески цепей на плоскость, перпен- дикулярную оси печи . . град 360 т р— п
Угол между направлением гирлянды н осью печи в развертке » лВт tea—
— 178 —
Продолжение формы 3
Показатели Размер- ность Формула или обозначение Участок
I II
Направление гирлянд по отношению к рращению пе- чи и движению материала (прямой или обратный винт) —
Длина цепей (общая) . . пог. м
Диаметр звена цепей . . мм
Тип цепи —
Поверхность цепной за- весы м2
Отношение поверхности цепей к поверхности футе- ровки м2/ м2
Фактический объем звень- ев цепей м3
Отношение объема цепей к объему печн м3/м3
Вес цепей m
Форма 4
СПЕЦИФИКАЦИЯ ДЛЯ ФУТЕРОВКИ
Участки печи Расстояние начала участка от обреза печи в м Длина участка в м Толщина футеровки участка в м Вид ог- неупора Класс огнеупора Сорт ог- неупора со № О CQ ®
I. Входная часть печн и зона подсушки II. Зона дегидратации III. Зона кальцинирова- ния IV. Зона горения: а) задний переходной участок б) наиболее высокотем- пературный участок V. Зона охлаждения и кон- сольная часть печи
8. Анализ наладочных работ и результатов испытаний с
обоснованием достигнутых показателей. Если при наладке не до-
стигнуты проектные показатели оборудования, то должны быть
подробно проанализированы причины.
9. Выводы и предложения.
— 179 —
МЕТОДИКА РАСЧЕТА МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА
ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ
В этом разделе излагается методика полного расчета мате-
риального и теплового балансов печного агрегата, включая за-
печные теплообменные устройства и холодильник клинкера.
Если необходима теплотехническая оценка работы теплооб-
менных устройств (концентраторов шлама, конвейерных кальци-
наторов, циклонных теплообменников) и холодильников клинке-
ра, определяют количество использованного в них тепла, состав-
ляя дополнительный тепловой баланс. Для этого учитывают
следующие показатели: температуру, состав и количество газов
до и после теплообменной установки; температуру, влажность и
п. п. п. сырьевой шихты до и после теплообменной установки;
температуру клинкера до и после холодильника; температуру и
количество воздуха, поступающего в холодильник, выходящего
из него в печь, и избыточного воздуха, выбрасываемого в атмос-
феру.
Материальный и тепловой балансы составляют из расчета на
1 кг клинкера.
Материальный баланс
а) Топливо
1. Расход твердого или жидкого топлива:
Ст = кг/кг, .
где Т — расход топлива за испытание в кг;
К — выход клинкера за испытание в кг.
2. Расход газообразного топлива:
GT = ? кг!кг,
К
где V1 — расход топлива за испытание в м3;
ут — удельный вес газообразного топлива в кг/м3.
т _ %ch,Ych,+ %с,н, Ус,н,+ %с,н8 Yc,h8 + ,
%сн, + %С,Н8 + %с,н8 + % со, +
г + %со, Yco,+ %со Yeo + %о, Yo, + %n, Yn,
+ %СО + Voo, + %N,
где усн„ ус,н, и т. д. — удельный вес отдельных газов, со-
ставляющих газообразное топливо
(табл. 23).
— 180 —
Таблица 23
удельный вес газов
Газ
Удельный вес в кг/м9 при
О °C и 76Э мм рт. ст.
Воздух.......................................
Кислород (О2)................................
Азот (N2) ,..................................
Водород (Н2).................................
Окись углерода (СО) . ...................
Углекислота (СО2)............................
Метай (СН4)..................................
Этилен (С2Н4)................................
Сернистая кислота (SO2)......................
Пары воды (Н2О)..............................
1,293
1,429
1,251
0,0899
1,25
1,977
0,717
1,26
2,928
0,805
При использовании твердого топлива берется расход нату-
рального топлива в том случае, если печь работает в замкнутом
цикле с угольной мельницей для одновременной сушки и помо-
ла, и форсуночного, если сушка и помол угля раздельные и су-
шильные газы не поступают в печь.
б) Сырье
1. Расход влажного сырья:
Gc= кг/кг,
К
где Vе — расход сырья за испытание в м3}
ус — средний объемный вес шлама за испытание в
кг/м3 (г/л).
2. Расход сухого сырья:
Gc= 04100-^ кг/
с 100 ’
где Wc—средняя влажность сырья (шлама) за испытание в %.
3. Расход прокаленного сырья;
G'(100 —п. п.пс)
G' = ——----—-----— кг/кг.
100
где п. п. п.с — потери при прокаливании сухого сырья из средней
пробы за испытание в %.
4. Расход углекислоты сырья:
G'COS
Gr п = —-—- кг/кг,
сог 100
где СО£ — содержание СО2 в сухом сырье в %
Для определения этой величины условно принимаем, что раз-
ность между потерей при прокаливании и гидратной водой
каолина (п.п.п/ — 0,35 A2Og) представляет собой СО,
— 181 —
5. Расход углекислого кальция сырья:
GcCo;
^сасо,- 44 кг/кг,
где СО; —количество углекислоты, связанной с СаО.
Определяя эту величину, условно принимаем, что вся магне-
зия связана в карбонаты,тогда
со; = со;—MgOC-44 0/
2 2 40,32
6. Расход углекислого магния сырья:
G' -84,32MgOc
иМггГГ. —-------------кг!кг.
MgCOj 100.40,32
7. Расход физической воды сырья:
Ос ,
О.„,=--------кг!кг.
w 100— Wc
8. Расход гидратной воды сырья:
G;-0,35A120§ ,
Gh2o— |00 кг/«г.
в) Клинкер
Материальный баланс составляют на 1 кг клинкера.
г) Безвозвратный пылеунос
Если безвозвратный пылеунос не определяли, то его рассчи-
тывают по разности между расходом сырья и выработанным
клинкером с учетом золы топлива.
1. Выход прокаленного пылеуноса:
/~>б.у /~>с . GT Ат
°- =°"+-^
П. П. П.к X
100 /
кг/кг,
где GT — удельный расход топлива в кг/кг;
Ат — содержание золы в топливе в %;
п. п. п.н—потери при прокаливании в клинкере в %.
2. Выход сухого пылеуноса:
G„'y-100
100—п.п.п.У
кг!кг,
где п. п. п.у — потери при прокаливании пылеуноса из средней
пробы за испытание в %.
— 182 —
3. Выход углекислоты пылеуноса:
б.у О*уСО2бу
Grn ==--------------кг!кг.
со, 1 оо
Определяя эту величину, принимаем, что в частично прока-
ленном пылеуносе нет гидратной воды. Следовательно, п. п. п.у
представляет собой СО|-у.
4. Выход углекислого кальция пылеуноса. Принимаем, что в
частично прокаленном пылеуносе MgCOs полностью прокалился,
тогда
. у G®y cof y
GLyrn —------------кг! кг.
СэСО8 А А ‘
44
При непосредственном определении безвозвратного пылеуно-
са методом внешней фильтрации
G6'y=
я У'ог
IGOOG"
кг!кг,
где х — запыленность отходящих газов в г]нм3\
уо.г — выход отходящих газов в нмй1ч-,
Gn — часовая производительность печи в кг/ч.
д) Возвратный пылеунос
1. Расход возвратного пылеуноса:
GBy= 8 кг! кг,
К
где gB y — количество пыли, возвращенной в печь за испытание,
в кг.
2. Расход сухого возвратного пылеуноса:
,.,=
с 100
где №ву— влажность возвратного пылеуноса в %.
3. Расход физической воды возвратного пылеуноса:
ов.у уув.у
<7 в.у__ —£----кг!кг.
w 100— 1Гву
Выход углекислоты и углекислого кальция пылеуноса опре-
деляют по формулам, приведенным выше.
е) Отходящие газы и воздух
1. Выход углекислоты из сырья:
°со,= (Осо,)-ОсоЛг//сг-
— 183 —
2. Выход углекислоты из топлива:
а) твердое и жидкое топливо
Гсо = GT (0.0187СЧ 0,0051 XpCOi).
где GT — расход топлива в кг/кг;
Ср — содержание углерода в топливе в %;
—количество СОг от разложения карбонатов минераль-
ной части горючих сланцев в %.
Если элементарный состав топлива (Ср, Sp, Нр и др.) в лабо-
ратории определить нельзя, то пользуются справочными данны-
ми («Характеристика твердых топлив СССР»), При этом горю-
чую массу пересчитывают на рабочую с учетом фактической
зольности и влажности использованного за испытание топлива.
Для проверки правильности полученных результатов сравни-
вают теплотворную способность, определенную в процессе сжи-
гания в калориметрической бомбе средней пробы израсходован-
ного за испытание угля и рассчитанную по принятому элементар-
ному составу. Значительные расхождения получаются при не-
правильно принятом элементарном составе;
б) газообразное топливо
Гсо,= Ет-0,01(СО2т + СОТ+ СН’ + 2С2Нт4 -f-
+ 3C3Hg + 4C4HJ0)jw3/K2,
где VT— расход топлива в м?1кг\
СО2, СОТ, СЩ, С2Н4, СзЩ, С4Н}0—процентное содержание
компонентов, составляю-
щих среднюю пробу га-
зообразного топлива за
испытание.
Справочные данные по составу природных газов приведены
в табл.24.
Таблица 24
ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ ПРИРОДНЫХ ГОРЮЧИХ ГАЗОВ в %
Газ СН, с2нв С,н8 с4н10 С5Н,г нгэ со£ N,
Бугурусланский . . 76,7 4,5 1.7 0,8 0,6 1 0.2 14,5
Дашавский .... 97,9 0,5 0,2 0,1 9 Следы 0,1 2,2
Мелитопольский . . 97,9 — — 0,1 — » 0,2 1,8
Шебелинский . . 92,6 4,2 0,9 0,3 0,5 > 0,1 1,4
Елшанский (Сара- товский) 94 1,2 0,7 0,4 0,2 » 0,2 3,3
Курдюмский.... 92,2 0,8 -— 0,1 0 — 6,9
Ставропольский . . 98 0,4 0,2 — — » 0,1 1,3
Ухтинский . . . 88 1,9 0,2 0,3 0, » 0,3 9,3
Краснодарский . . 86,9 6 1.6 0,4 1,1 » 1,2 2,8
— 184 —
3. Выход сернистого газа из топлива
V;Oi= GT-0,007Sp ма/кг,
где Sp — содержание горючей серы в топливе.
4. Выход сухих газов
Гео,+ ^4-^ К»
RO2 + СО + СН4 + 2С2Н4
где в числителе — выход RCMCOj и SO2) из топлива и сырья в
на 1 кг клинкера; в знаменателе — то же (RO2) в процентах к су-
хим газам (по данным анализа отходящих газов).
В том числе:
Vro. = м3/кг’ Gco = Vco '1 >977 кг кг-,
100 '-•'-'Я "
Vco = Кзо — Vso ма/кг; G_o = V4O 2,928 кг'кг-,
|Z GCH = VrH -1,26 „
c,h, 100 CjH, C2H,
V =_Ecjdk_ n . GH -0,0899 „•
H„ j QQ " ’ H, H2 > "
и -УСГР-2-. . Gn=Vn -1,429
O2 J0Q " ’ oa o2 »
у kc.rNt Gn=Vn,-1,251 „•
Na JQQ и > Na Nt » ”
Итого Vc.r
Итого Gc.r
5. Выход водяных паров из топлива:
а) твердое и жидкое топливо
VTw = GT (0,112НР+ 0,0124№р • м3/кг,
где Нр — содержание водорода в топливе в %.
GT и We —соответственно удельный расход (кг/кг) и средняя
за испытание влажность (в %) твердого топлива:
натурального в том случае, если печь работает в зам-
кнутом цикле с угольной мельницей для одновремен-
ной сушки и помола; форсуночного, если сушка и по-
мол угля раздельные и сушильные газы не поступают
в печь;
— 185 —
б) газообразное топливо
vl = vT-o,oi (2сн4т + гс2н4т + 4С3н; +
+ 5с4н;0+ н; + н2от) мз/кг.
Grw = VTw0,805K2/m.
6. Выход отходящих газов:
^.r=vc.r+v;+v: + vcHiO.M3/Ka,
Go.r=Gc.r+0;+G>GcHjOKa/Ka.
7. Расход воздуха
где —содержание азота в газообразном топливе в %;
V — объем сухих отходящих газов в At3 на 1 м3 сгоревшего
газообразного топлива;
Л/2 — содержание азота в средней за испытание пробе отхо-
дящих газов в %;
Ов = Ув-1,293 кг!кг.
Полученные результаты расчета сводятся в табл. 25.
Таблица 25
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА
(форма)
Расход Приход
Статьи расхода в. кг кг клинкера в % Статьи прихода в кг кг клинкера В %
Топливо Сырье Воздух Клинкер Пылеунос Отходящие газы а) сухие газы б) водяные па- ры Невязка
Итого Итого. .
Тепловой баланс
а) Расход тепла
I. Тепловой эффект клинкерообразования
— 186 —
а) Расход
1. Нагревание сухого сырья от 0 до 450° С
<7j = [О' ]т(450 — 0)0,253 ккал/кг,
где [G' )т —теоретический расход сухого сырья:
Г/-.С 1т 100—(п. п. п.)к— 0,01aGrXT ,
(О J =-------i—------:-----------кг/кг,
с 100 — (п. п. п.)с
где (п.п.п.)к— потери при прокаливании клинкера в %;
(п. п. п.)с — то же, сырья;
а — присадка золы топлива к материалу в % от всей
золы:
GT — удельный расход топлива в кг!кг\
Ат — зольность израсходованного топлива в %.
2. Дегидратация каолинита сырья при 450° С
<?2 ~ [^н,о]т 1600 ккал/кг,
где (О^ 0 )т — теоретический расход гидратной воды сырья:
[О' ]<[О' 1т-0,35А'2°§-кг/кг.
L П2О I I С 1 Ю0
3. Нагрев дегидратированного сырья от 450 до 900° С
<73 = {[О' ]т— [О'н JT[ (900 — 450) 0 283 ккал/кг.
4. Декарбонизация СаСО3 и MgCO3 сырья при 900° С
JT396 + [ G'MgCOJT 195 ккал/кг,
<74 — [0CaCOi
где
I^MgCO,
Г „ ,т ГбЧ'СО'
О' = —s-------------- кг/кг-,
L CaCOJ 1
fGe]T 84.32МgOc ’
1—----------кг!кг.
100-40,32
5. Нагрев декарбонизированного сырья от 900 до 1400°С
900)0,247 ккал, кг,
<75 = {1<Л ]T- [0сНгО]т- [G'COJT} (1400 -
где
[G'l’CO' ,
Д-F!----— кг! кг.
fGcoj юо --------------
6. Образование жидкой фазы при 1400е С — <76=25 ккал!кг.
б) Приход
1. Теплота образования клинкерных минералов в интервале
температур 1000—1400°С
q\ = 0,01 (C3S-107 + C>S-144 + С3А -9 + C4AF- 26) ккал/кг,
— 187 —
где C3S, C2S, C3A, C4AF — минералогический состав клинкера,
' определенный по его заданному хи-
мическому составу,
QS = 4,07СаО — 7,6SiOa — 6,72А12О3 + 1,43Fe 2О3;
C2S = 8,6SiO2 — 3,07СаО + 5,1 А12О3 + 1,08Fe2O3;
С3А = 2,65А12О3 — l,69Fe2O3;
C4AF = 3,04 Fe2O3.
При расчете минералогического состава клинкера процентное
содержание СаО берется за вычетом СаО, связанной с
50з(0,780з) и свободной СаО, а из SiO2 вычитают ее количество,
содержащееся в нерастворимом остатке.
2. Образование метакаолина при 950° С
^2 = 0,0217А12О3-72 ккал!кг.
3. Охлаждение клинкера от 1400 до 0°С
<73 = (1400 — 0) 0,261 = 365,4 ккал;кг.
4. Охлаждение СО2 сырья от 900 до 0°С
<?’ = [O'oJT(900 — °) °,256 ккал!кг.
5. Охлаждение от 450 до 0° С и конденсация гидратной воды
сырья
<?5 = 1°н,оГ (45° ~ °) °>47 + 595 ккал^кг-
Тепловой эффект клинкерообразования равен разности итогов
расхода и прихода
Скл = ( 9i + ?2 + % + ?4 + 9s+ 96) ~ ( 91 + 92 + 93 + + 95) •
II. Испарение воды из сырья i
Q' = Gcw • 595 ккал!кг.
Ill. Потери тепла с отходящими газами
Qo.r = (^ко, Ссо2 + ^СО ^СО + ^СН4 Ссн4 + ^С,Н4 ^С.Н4 +
+ ^н. Сн, “I" ^о2 ^n,^n2 4" ^н2о ^н,о) ^«.г ккал)кг,
где Ссо , Ссо и т.д. — теплоемкость газов по данным табл. 26.
IV. Потери с химическим недожогом топлива
<2хи = VCO-3016 + VCH/8558 + VHj-2576 + 14 110 ккал/кг,
где 3016, 8558 и т. д. — теплотворная способность соответствую-
щих газов.
V. Потери тепла с клинкером
Q.K = ккал/кг,
где Ск — берется по данным табл. 27.
— 188 —
— 189 —
Таблица 27
СРЕДНЯЯ ТЕПЛОЕМКОСТЬ И ТЕПЛОСОДЕРЖАНИЕ КЛИНКЕРА
Температура в °C Средняя теплоемкость в ккал 1кг- град Т еплосодер жанне в ккал/кг
юо 0,188 18,8
200 9,198 39,6
300 0,2065 61,9
400 — 0,2129 85,2
500 0.2188 109,4
600 0,2235 134
700 0,2276 159,3
800 0,231 185
900 0,2341 211
1000 0,2376 237,6
1100 0,2412 265
1200 0.246 295.2
1300 0,253 329
1400 0,261 365,4
1500 0,2675 401,8
VI. Потери тепла с сухим безвозвратным пы-
леуносом. В эту статью входят потери тепла на частичную
декарбонизацию, дегидратацию и нагрев сухого безвозвратного
пылеуноса до температуры отходящих газов. Потери тепла на
испарение воды из уноса учтены ранее в статье «Испарение воды
из сырья».
Количество декарбонизированного углекислого кальция уно-
са определяют как разность между фактическим и теоретическим
расходом углекислого кальция сырья и содержанием углекисло-
го кальция в уносе {G'aCO< - [G£aCOj jT—аСО |.
Так же определяют количество декарбонизированного угле-
кислого магния и количество гидратной воды, выделившейся из
пылеуноса.
^б.у= {GCaCO, [GCaCC)J GCaCo,} ^96 +
+ {GMgCO, ~ lGMgco,l GMgco,} 195 +
+ (°Hso— [°нго]Т~ gh2o) 1600 + °-25G?Zo.r ккаМкг.
Vll. Потери тепла с возвратным пылеуносом
<2В.У= [GBy • 0,21/о r—(GBy-0,21 + GB/)/J +О:у595 ккал/кг,
где — расход воды на гранулирование возвращаемого в печь
пылеуноса.
VIII. Потери тепла в окружающую среду (мето-
дика расчета приведена в гл. П).
б) Приход тепла
I. Химическая энергия топлива:
— 190 —
а) твердого и жидкого
Q’ — GT Qp ккал/кг,
где GT — удельный расход топлива (натурального или форсу-
ночного) в кг/кг;
Qp —теплотворная способность топлива в ккал/кг;
б) газообразного
Q* VT Q„ ккал!кг,
где VT — удельный расход газа в м?1кг.
В данном случае нужно помнить о том, что расходомеры ча-
сто градуируются на температуру 20°С и давление 760 мм рт. ст.
Поэтому нужно всегда проверять соответствие состояния газа,
которому соответствует полученная расчетом теплотворная спо-
собность, состоянию газа, израсходованного на обжиг. Если теп-
лотворная способность рассчитана на газ при 0° С, то и VJ пере-
считывают на /=0°С.
П. Количество тепла, внесенное с топливом:
а) твердым и жидким
0е. — GT Cr f ккал/кг,
'«Ф >
где Ст — теплоемкость топлива в ккал ° кг- град.
Теплоемкость жидкого топлива в интервале температур 20—
100°С составляет 0,45—0,49 ккал/кг-град.
Теплоемкость твердого топлива определяют по формуле
С = -|—100 ~ qt ккал/кг-град,
где Q —теплоемкость сухой массы топлива в ккал [кг- град.
Величина эта может быть принята равной:
для антрацитов и тощих углей — 0,22 ккал [кг • град-,
» каменных углей — 0,26 »
» бурых » —0,2/ »
» сланцев — 0,21 »
б) газообразным:
Qj, = VT СЧТ ккал/кг,
~ -юо
где СОг, СН4 и т. д. — содержание компонентов газа в %.
III. Количество тепла, внесенное с сырьем,
Qc= [G‘ 0,21 + (^)j f ккал i кг _
— 191 —
IV. Количество тепла, внесенное с воздухом.
= Vе С* tB ккал/кг.
где С8 —теплоемкость воздуха.
Результаты расчетов сводят в табл. 28.
Таблица 28
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА
(форма)
Статьи прихода Приход Статьи расхода Расход
в ккал!кг клин- кера в % в ккал!кг клин- кера »%
Химическая энергия топлива Физическое тепло топлива Физическое тепло сырья Физическое тепло воздуха Клинкерообразование Испарение воды Химический недожог С клинкером С сухим безвозврат- ным пылеуносом С возвратным пыле- уносом В окружающую сре- ду Невязка
Итого Итого
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ
ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ
Пример 1. Расчет материального и теплового балансов вра-
щающейся печи размером 4,5X170 м, работающей на пылеуголь-
ном топливе.
Исходные данные
Расход шлама за испытание................... 1749,2 м3
Выход клинкера за испытание............... 1120 т
Расход угля за испытание..................... 274,4 т
Часовая производительность печи............... 50,1 т/ч
Характеристика шлама
Тнтр....................................... 76,75 %
Влажность................................ 39%
Объемный вес................................ 1639 г/л
Температура.............................. 12°С
— 192 —
Химический состав в %
SiO2........................................ 13,78
А12О3 ....................................... 2,85
Fe2O3...................................... 3,18
СаО........................................... 43,44
MgO.......................................... 0,88
SO3.......................................... 0,65
П. п.п........................................ 35,22
Характеристика топлива
Теплотворная способность угля............. 6290 ккал/кг
Элементарный состав в %
С₽.......................................... 69,63
HP.......................................... 3,92
OP........................................... 4,23
NP........................................... 1,27
SP........................................... 2,64
АР.......................................... 17,04
WP........................................... 1,27
Температура угля.............................. 34°С
Характеристика клинкера
Температура.................................... 75°С
Химический состав в %
SiO2.........................................
А12Оз....... ................................
Fe2O3........................................
СаО..........................................
MgO..........................................
SO3..........................................
23 23
4’.91
5,03
64,9
1,11
0,82
Характеристика отходящих газов
Температура за обрезом печи ................. 235°С
Состав за обрезом печи в %:
СО2.............................................. 27,1
О2....................' . •..................... 1,9
СО ............................................• О
N2............................................... 71
а ............................................... 1,13
Температура воздуха, поступающего в систему . 30°С
То же, выбрасываемого из системы через колос-
никовый холодильник . .............. 135°С
Количество воздуха, выбрасываемого из систе-
мы через колосниковый холодильник.......... 30000 нм3/ч
Потери при прокаливании безвозвратного пы-
леуноса ................................... 21,18%
Присадка золы топлива к материалу ......... 100%
А. Топливо
Расход топлива
Материальный баланс
(Расчет ведут на 1 кг клинкера)
GT
274 400
1 120000
= 0,245 кг/кг.
13—2142
— 193 —
Б. Сырье
1.
1 749 200-1,639
Gc =----- .7^777----= 2,559 кг/кг.
1 120 000
100 — 39
Gc = 2-559~ГББ—
100 — 35,22
G>1’561 ioo—
х 34.22
4. (^03=1,561 — =
СО2 = (п. п. п)с — 0,35А12О3 = 35,22 — 0,35-2,85 = 34,22%
33,26
5- Gcaco, = 1 -561 = 1 •179 “/“’
, МяОс-44 0,88-44
где СО2 = СО'— = 34.22- = 33,26о/о.
= 1,561-84,32-0,88, =
°- uMgCO, 100-40,32
39
7. Gc = 1,561-------= 0,998 кг/кг,
w ' ЮО — 39
2.
3.
= 1,561 кг/кг.
1,0113 кг/кг.
0,534 кг/кг,
в том числе
fiv (1,561 — 1,475)39 ______ ,
G6’y=------------------= 0,0о5 кг кг,
w 100 — 39
где 1,475 — теоретический расход сухого сырья;
0,998
Vе = —------= 1,2399 м3/кг.
w 0,805
„ 1,561-0,35-2,85
8. GJj2o —-------777---— ~ 0,0156 кг/кг.
100
В. Безвозвратный пылеунос
0,262-17,04
--------------1 = 0,0559 кг/кг.
100 '
100
= 0,0709 кг/кг.
1. G„y = 1,0113 4
2. G6’y = 0,0559
с 100 — 21,18
, 21,18
3. g£A =0,0709—— = 0,015 кг/кг.
С-Сг 100
Л 21,18
4. G^ayCOs=0,0709 - 44 =0,0382 кг/кг.
Г. Отходящие газы и воздух
1. G^Oa = 0,53^—0,015 = 0,519 кг/кг;
0,519
—1---= 0,263 м31кг.
1,977
— 194 —
2. V'co?’^ 0,245-0,0187.69,63 = 0,319 м3/кг.
3. 0,245-0,007.2,64 = 0,0045 м3/кг.
4- Vh3o "= 0,245 (0,112-3,92 + 0,0124.1,27) = 0,1115 м3‘кг.
gh2o = 0,1115-0,805 = 0,0900 кг/кг\
,, (0,319 + 0,0045 + 0,263) 109
Ус-г = ~---------------------1---= 2,1642 ж3/кг,
в том числе:
^о, = 2,1642-0,271 = 0,5865 GSOj = 0,0045-2,93 = 0,013
УОа= 2,1642-0,019 = 0,0411 ОСОг = 0,0582* 1,977 = 1,1506
^ = 2,1642-0,71 =±= 1,5366 СОг = 0,0411-1,429 = 0,059
GN2 = 1,5366-1,251 = 1,9223
Итого Ис.г = 2,1642 м3/кг Итого Ос.г = 3,1449кг/кг
клинкера клинкера
„71 , 30 000
Ив = 2,1642 --= 1,945 л3/кг; =---------= 0,599 м3/кг;
79 ' в 50 100 ’ ' ’
GB = 1,945-1,293 = 2,5149 кг/кг; GB = 0,599-1,293 = 0,775 кг/кг.
Данные расчета сводят в табл. 29.
Таблица 29
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА
Статьи прихода Приход Статьи расхода Расход
в кг/кг клинкера В % в кг1кг клинкера в %
Клинкер ...... 1 15,23 Топливо 0,245 3,73
Общий пылеунос . Отходящие газы: 0,5439 8,28 Сырье ...... 2,559 38,97
сухие газы . . . водяной пар . . Избыточный воздух колосникового хо- лодильника . . . Невязка ...... 3,1449 1,1036 0,775 —0,0005 47,89 16,81 11,8 —0,01 Воздух Возвратный пыле- унос 3,2899 0,473 50,1 7,2
Итого 6,5669 100 Итого . . . 6,5669 100
Тепловой баланс печи
(расчет ведется на 1 кг клинкера)
Приход тепла
I. Химическая энергия топлива -
Ql = 0,245-6150 = 1506,75 ккал/кг.
13* — 195 —
11. Физическое тепло топлива
фф = 0,245-0,3-34 = 2,5 ккал/кг.
III. Физическое тепло шлама
= (1,561 -0,21 4- 0,988) 12= 15,9 ккал/кг.
IV. Физическое тепло воздуха
QB = (1,945 + 0,599) 0,31 -30 = 23,65 ккал/кг.
Расход тепла
1. Тепловой эффект клинкерообразования
а) расход
1. Нагрев сухого сырья от 0 до 450° С
r . 1—х 1 — 0,0446 ,
Гб 1 =----------------=------------------— 1,475 кг/кг
L CJ 1—0,01 п.п.п. 1 — 0,3522
(х—величина присадки золы в кг/кг клинкера).
91 = 1,475-0,253-450= 167,9 ккал/кг,
2. Дегидратация каолинита
г „ ,, 1,475-0,35-2,85 „
[ghso] =-----------------=°>015 кг'кг'
q2 =0,015 • 1600 = 24 ккал/кг.
3. Нагрев дегидратированного сырья от 450 до 900° С
q3 = (1,475 — 0,015) 0,83-450 = 185,9 ккал/кг.
4. Декарбонизация CaCOs и MgCOs при 900° С:
г , 1,475-33,26 ,
[GCaCO,] 44 — 1,115 кг/кг;
г п 1,475-84,32-0,88
[Ом^'п] —------------------=0,027 кг)кг.
L MgCO.J 100-40,32
qt = 1,115-396 + 0,027-195 = 446,8 ккал/кг.
5. Нагрев декарбонизированного сырья от 900 до 1400° С
= 0.505 ка/ка,
qb = (1,475 — 0,015 — 0,505)(1100 — 900)0.247= 117,9 ккал'кг.
6. Образование жидкой фазы <76=25 ккал/кг.
Итого 967,5 ккал/кг клинкера.
б) приход
I. Теплота образования клинкерных минералов
q{ = 0,01 (C3S-107 + C2S-144 + С3А-9 + C4AF-26) =
= 0,01 (47,4-107 + 34,6-144 + 4,5-9+ 15,29-26) = 104,9 ккал!кг
при минералогическом составе клинкера
C3S = 4,07-64,90 — 7,6-23,23 — 6.72-4,91 — 1.43-5,03 = 47,4%;
C2S = 8,6-23,23 — 3,07-64,9 + 5,1-4,91 + 1,08-5,03 = 34,6%;
С3А =2,65-4,91 — 1,69-5,03=4,5%;
C4AF = 3,04-5,03 = 15,29%.
— 196
2. Образование метакаолина
<?2 = 0,0217А12О|-72 = 0,0217-4,91-72 = 7,7 ккал!кг.
3. Охлаждение клинкера от 1400 до 0° С
д3 = 365,4 ккал/кг.
4. Охлаждение СО2 от 900 до 0° С
?4 = 0,505-900-0,256 = 116,3 ккал!кг.
5. Охлаждение и конденсация гидратной воды
?5 = 0,015 (450-0,47 + 595) = 12,1 ккал!кг.
Итого 606,4 ккал/кг клинкера.
1. Тепловой эффект клинкерообразования
Скл = 967,5 — 6П6,4 = 361,1 ккал/кг.
П. Потери тепла на испарение воды из сырья
= 0,998-595 = 593,8 ккал/кг.
5 том числе на испарение воды безвозвратного пылеуноса
х 0,055-595 = 32,7 ккал/кг.
III. Потерн тепла с отходящими газами
Qo.r = (0,5865.0,44 + 0,041ЬО,322+ 1,5366-0,312 +
+ .1,3709 • 0,367) 235 = 290,9 ккал /кг.
IV. Потери тепла с клинкером '
QK = 0,19-75 = 14,25 ккал)кг.
V. Потерн тепла с избыточным воздухом холодильника
QB = 0,599-0,317-135 = 25,63 ккал!кг.
VI. Потери тепла с сухим безвозвратным пылеуносом
О.б.у = (1,179 — 1,115 — 0,0382) 396 + (0,0287 — 0,027) 195 +
+ (0,0156 — 0,015) 1600 + 0,0709-0,21-235 = 14,9 ккал/кг.
VII. Потери тепла в окружающую среду приведены в табл. 30 4
Данные теплового баланса сведены в табл. 31.
Пример 2. Расчет материального и теплового балансов вра-
щающейся печи 3,6X78 м с концентратором шлама, работающей
на природном газе.
Исходные данные
Расход шлама за испытание................ 1490 м3
Выход клинкера за испытание .............. 846 т
Расход горючего газа за испытание (приве-
денный к О’С и 760 мм рт. ст.) ...... 164,12 тыс. м3
Производительность печи ................... 18 т/ч
14—2142
— 197 —
ПОТЕРИ ТЕПЛА В ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ
Таблица 30
HXhOX Температура по по- казаниям гальвано- метра в ’С Температура холод- ного спая термопары в °C Температура корпу- са печн с поправкой на холодный спай в °с Температура окру- жающей среды г„ в °C Длина элемента по- верхности в м Площадь элемента поверхности в мг Коэффициент тепло- передачи а=3.5+ +0,062 в ккал/град-ч Потерн тепла с эле- мента поверхности в ккал Q=F а 0n—<в)
1 30 40 15 7,5 106 5,98 15840
2 50 60 15 5,5 78 7,22 25 340
3 80 S0 15 5,5 78 9,08 53 120
4 130 140 15 5,5 78 12.18 118 750
5 145 155 15 5,5 78 13,11 143 160
6 220 230 15 5,5 78 17,76 297 830
7 270 280 15 5,5 78 20,86 431 180
8 230 240 15 5,5 78 18,28 320 814
9 180 190 17 5,5 78 15,28 206 188
10 175 185 17 5 70 14,97 176 047
11 165 175 17 5 70 14,35 158 714
12 155 165 17 5 70 13,73 142 450
13 140 150 17 5 70 12,8 119 168
14 180 190 18 5,5 78 15,28 204 996
15 185 195 18 5,5 78 15,59 215 235
16 195 205 18 5,5 78 16,21 236 439
17 250 10 260 18 5,5 78 19,62 370 347
18 230 240 18 6 85 18,28 344 943
19 240 250 20 6 85 19 371 450
20 270 280 20 6 85 20,86 461 006
21 290 300 20 6 85 22,1 525 980
22 2S0 300 20 6 85 22,1 525 980
23 320 330 20 6 85 23,96 631 346
24 300 310 20 6 85 22,72 560 048
25 290 200 20 6 85 22,1 525 980
26 280 290 20 5,25 74 21,48 429 170
27 255 265 20 5,25 74 19,93 361 330
28 260 270 20 5,25 74 20,24 374 440
29 270 280 20 5,25 74 20,86 401 346
30 280 290 20 7,5 106 21,48 614 757
Холо- 50 60 17 — 455 7,2 140868
ДИЛЬ-
ник
9 504 259 И т о г о 9 504 259
—-—-—=189,7 ккал/кг
50 100
— 198 —
Таблица 31
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА (рис. 60)
Статьи прихода Приход Статьи расхода Расход
в ккал/кг клинкера в % в ккал!кг клинкера в %
Химическая энер- гия топлива 1506,75 97,28 Клинкерообразо- вание 361,1 23,31
Физическое тепло топлива То же, сырья 2,5 15,9 0,16 1,03 Испарение воды С отходящими газами 593,8 290,9 38,34 18,78
> воздуха 23,65 1,53 С клинкером С избыточным воздухом из холо- дильника С сухим уносом В окружающую среду Невязка 14,25 25,63 14,9 189,7 58,52 0,92 1,66 0,96 12,25 3,78
Итого. . 1548,8 100 Итого. . 1548,8 100
Рис. 60. Тепловой ба-.
ланс вращающейся пе-
чи 4,5x170 м (к при-
меру расчета). Расход'
тепла на:
/ — клинкерообразоваиие;
2 — испарение воды; 3 — с От-
ходящими газами; 4 — в ок-
ружающую среду и невязка;
5 — с клинкером; 6 — с избы-
точным воздухом; 7 — с пы-
леуносом
Характеристика шлама
Влажность............................... 40,5%
Объемный вес.............................. 1567 г/л
Температура............................. 25°С
Химический состав в %:
SiO2 .......... . . .
AI2O3..........................................
Fe2O3..........................................
CaO............................................
A gO...........................................
so3............................................
п. п. п........................................
•14,8.
3,2
2,7
42,25
0,85
0.3
35,9
14*
— 199 —
Характеристика топлива
(дашавский газ)
Объемный состав сухого газа в %
сн4
4ns.................................
С4Н10...............................
со2.................................
N2..................................
Теплотворная способность сухого газа . .
Удельный вес газа...................
Температура газа ...................
97,9
0,5
0,2
0,1
0,1
1,2
8523 ккал/м3
0,73 «г,л3
11°С
Характеристика клинкера
Температура................................ 275°С
Химический состав в %:
SiO2......................................... 22,9
А1гО3....................................... 5,7
Fe2Os....................................... 4,15
СаО...................•.....................65,45
MgO........................................... 1,3
SO3........................................... 0,5
’ Характеристика отходящих газов за печью
Температура ...........
Состав сухих газов в %:
СО2....................
СО.....................
СН4....................
О2.....................
n2.....................
а......................
750°С
22,8
0,4
0,2
1.5
75,1
1,047
Характеристика отходящих газов за концентратором
Температура.........................................185°С
Состав сухих газов в %:
СО2.................• ........................... 17,4
СО.................................................. 0,2
О2.................................................. 6
N2.................................................. 76,4
а................................................... 1,41
Характеристика воздуха
Температура первичного воздуха................ 45°С
Количество первичного воздуха.............. 12 500 м3/ч
Температура вторичного (наружного) воздуха . 18°С
Количество сухого возвратного пылеуноса ... 6 т1ч
Влажность гранул возвратного пылеуноса . . . 14%
Температура гранул возвратного пылеуноса . . 34°С
Потери при прокаливании безвозвратного пыле-
уноса ...................................... 29%
Влажность материала, поступающего из кон-
центратора в печь.......... .......... 15%
Температура материала, поступающего из кон-
центратора в печь .......................... 80°С
— 200 —
Материальный баланс печного агрегата
(расчет ведут на 1 кг клинкера)
А. Топливо
Расход газообразного топлива
17т 164 120 .
V -------------- 0,194 м3!кг\
846 000
GT = 0,194-0,73 = 0,142 кг/кг.
Б. Сырье
1. Расход сырья
1 490 000.1,567 .
G =---------------— = 2,76 кг/кг.
84 600
2. Расход сухого сырья
2,76(100—40,5) . ,
G; = ——-----------— = 1,642 кг кг.
с 100 '
3. Расход прокаленного сырья
1,642(100—35,9) , Л_о ,
G„ = —— -----------— = 1,052 кг! кг.
п 100
/
4. Расход углекислоты сырья
(G'o ) = -1.’.642'34 -78- = 0,571 кг/кг;
' со«7 100 '
СО2 =п.п. п.с —0,35А1.2Оз = 35,9-0,35-3,2=34,78%.
5. Расход углекислого кальция сырья
Gc = 1,642-33,85 = 3 кг/
ьаси8 44 >
со; = 34,78 — 0,85 44 = 33,85%.
2 ’ 40,32
6. Расход углекислого магния сырья
UMgCO. —
1,642-84,32.0,85 п Лоп„ ,
—--------——-— = 0,0292 кг/кг.
100-40,32
7. Расход физической воды сырья
qC __ 1,642-40,5
“ ~ 100—40,5
= 1,117 кг!кг-.
в том числе влага безвозвратного пылеуноса
(1,642-1,56) 40,j = 0 056 к&/
100—40,5
Vе = IdlL = 1 387 м3/кг.
01 0,805
— 201 —
8. Количество влаги, испаренной из сырья в печи:
с „ = 1,642-15 = 0 2898 кгкг
V w) 100—15
(Vе ) " = = 0,36 м3/кг.
' 0,805
9. Количество влаги, испаренной из сырья в концентраторе:
(G^, )к = 1,117 — 0,2898 = 0,8272 кг/кг-,
(У^)к = 1,387 — 0,36 = 1,027 м3/кг.
10. Количество сухого пылеуноса, улавливаемого в циклонах и возвра-
щаемого в печь
Ов.у _ бооо = 0 333 кг/кг
18 000
11. Расход воды на гранулирование возвращаемого в печь пылеуноса:
GB’y = = 0,054 кг/кг;
w 100—14
V”y = £.054 = 0 0б7 м^.
w 0,805
12. Расход гидратной воды сырья
с 1,642 0,35-3,2 = 018 кг/
я»° 100
V' = = 0,0223 м3/кг.
н«° 0.805
Б. Безвозвратный пылеунос
1. Выход прокаленного пылеуноса
G6ny = 1,052— 1 = 0,052 кг/кг.
2. Выход сухого пылеуноса
G6y = 0,052—= 0,073 кг/кг.
с 100 — 29
3. Выход углекислоты пылеуноса
Об.у = 0,073-29 = 021 кг/кг
со, 100
4. Выход углекислого кальция пылеуноса
Gcayco = -°73— = 0,048 кг/кг.
Сосо, 44 ’
Г. Отходящие газы и воздух
1. Выход углекислоты из сырья
GL = 0,571 —0,021 = 0,55 кг/кг,
V' = = 0,278 м3/кг.
со* 1,977
— 202 —
2. Выход углекислоты из топлива
К’о = 0,194-0,01 (0,1 + 97,9 + 0,5-2+0,2-3+0,1 -4) = 0,194 м3/кг-
3. Выход сухих газов за концентратором
(0,194 + 0,278) 100 =
сг 17.4 + 0,2
4. Выход сухих газов за обрезом печи
уп = (0,194+0,278) 100 = *
с‘г 22,8+0,4 + 0,2
в том числе:
vco,= °>01 • 2,0!78 • 22,8=0,46 м3/кг-, GCOj=0,46 • 1,977=9,909 4 кг/кг ;
Гсо = °.°1-2,0178-0,04 = 0,0081 > Gco = 0,0081 1,25 = 0,0101 »
ГСН1 = 0,01-2,0178-0,2 = 0,004 » GCHi = 0,004-0,717 = 0.002Э »
KOi =0,01.2,01781,5 = 0,0303 » GOj = 0,0303-1,429=0,0433 »
rNj =0,01.2,0178-75,1 = 1,5154 » GN* = 1,5154-1,251 = 1,8958 »
Итого Ис.г=2,0178 мР/кг клинкера Итого Gc.r=2,8615 кг/кг клинкера
5. Подсос воздуха через неплотности в концентраторе
V* в = 2,6818 — 2,0178 = 0,664 м3/кг,
в том числе:
Ко> = 0,664-0,21 =0,139 м3!кг-,
VNj = 0,664-0,79 = 0,525 м3/кг.
6. Выход водяных паров из топлива
Vrw = 0,194-0,01(1-97,9+2-0,5+4-0,2+5'0,1) = 0,384 м3/кг-,
G* = 0,384-0,805 = 0,309 кг'кг.
7. Выход отходящих газов за обрезом печи
Пг =к.г++юп+усн1О+у:у =
= 2,0178 + (0,384 + 0,360 + 0,022 + 0,067) = 2,0178 +
+ 0,833 = 2,8505 м31кг-,
О" г = Gcr+GBn = 2,8615 + 0,833-0,805 = 3,532 кг/кг.
8. Выход отходящих газов за концентратором
vKo.r=v-r+vKn.B+ (v; +v: +vcHiO+v:-y) =
= 2,0178 + 0,664 + (0,384 + 1,387 + 0,022 + 0,067) =
= 2,6818 + 1,86 = 4,5418 м3/кг-,
GKOT= 2,8615 + 0,664-1,293 + 1,86-0,805 = 3,72 + 1,4973 =
= 5,2173 кг/кг.
— 203 —
9. Расход воздуха без учета подсосов в концентраторе
2,0178 (75,1—
в =--------\-------1+397/ = 1 915о
" 79 '
где
100-0,278
97,9+0,14-2-0,5+3-0,24-4-0,1 + ———
V =______________________. . „ -------°’ 94 = 10,397 м3/м3;
22,8+0,4+0,2
G° = 1,9152-1,293 = 2,4764 кг/кг,
в том числе первичный воздух
12 500 ч, 0,6944-100 осп.
------= 0,6944 м3/кг или —------------. = 36%.
18 000 ’ 1,9152
10. Расход воздуха с учетом подсосов в концентраторе
V* = 1,9152 + 0,664 = 2,5792 м3/кг;
G* = 2,5792-1,293 = 3,3349 кг/кг.
Полученные данные материального баланса печи (включая концентратор
шлама) сведены в табл. 32.
Таблица 32
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА
Статьи прихода Приход Статьи расхода Расход
в кг/кг клинкера В % в кг1кг клинкера в %
Клинкер Безвозвратный пы- леунос Отходящие газы: сухие газы водяные пары Сухой возвратный пылеунос Невязка 1 0,073 3,72 1,4973 0,333 0,0006 15,10 1,1 56,16 22,6 5,03 0,01 Топливо Сырье Воздух Вода с возвратным пылеуносом Сухой возвратный пылеунос 0,142 2,76 3,3349 0,054 0,333 2,14 41,67 50,35 0,81 5,03
Итого. . 6,6239 100 Итого. . 6,6239 100
Тепловой баланс печного агрегата
(включая концентратор шлама)
Приход тепла
1. Химическая энергия топлива
Q* = 0,194-8523 = 1653,5 ккал/кг.
— 204 —
II. Физическое тепло топлива
Qj = 0,194-0,368- И = 0,8 ккал/кг-
Ст = 0,979 - 0,368 + 0,008 • 0,447 + 0,001 • 0,384 4-
4- 0,012-0,31 = 0,368 ккал/кг-град.
III. Физическое тепло шлама
= (1,642 - 0,21 4- 1,117) 25 = 36,55 ккал/кг.
IV. Физическое тепло воздуха
<2® =-- 0,36-1,9182-0,31-45 4- 0,64-1,9182-0,31 • 18 4-
4- 0,664-0,31 • 18 = 20,1 ккал/кг.
Расход тепла
I. Тепловой эффект клинкерообразования
а) Расход
1. Нагрев сухого сырья от 0 до 450° С
qt — 1,56-0,253-450 = 177,6 ккал)кг-,
[О'; ]т =-------------=-------------= 1,56 кг 1кг.
1 cJ 1—0,01 п.п.п. 1-0,01-35,9
2. Дегидратация каолинита
q2 — 0,017-1600 = 27,2 ккал/кг-,
теоретический расход гидратной воды сырья
fz'c 1т 1,56-0,35-3,2 ЛЛ1-7 /
G., J — —-------------— = 0,017 кг кг.
L -H2OJ юо
3. Нагрев дегидратированного сырья от 450 до 900° С
<73 = (1,56 — 0,017)0,283-450 = 196,5 ккал/кг.
4. Декарбонизация СаСО3 и MgCO3 при 900° С
qt — 1,2-396 4- 0,0277-195 = 480,6 ккал/кг-,
[О'.со.]’ = -Ь^® =1.2Ю/«;
5. Нагрев декарбонизированного сырья от 900 до 1400° С
qb = (1,56—0,017—0,542) (1400—900)0,247 = 123,6 ккал/кг;
[О' ]т = .1.56-34,78, = 0 2 кг/кг
L СО,1 100
6. Образование жидкой фазы ?е=25 ккал/кг
Итого 1030,5 ккал/кг клинкера.
— 205 —
б) Приход
I. Теплота образования клинкерных минералов в интервале 1000—1400° С
<?; = 0,01(48,12-107+ 29,55-144 + 8,09-9 +
+ 12,62-26) = 95,6 ккал]кг\
при минералогическом составе клинкера:
CgS = 4,07 • 65,45—7,6 • 22,9—6,72 • 5,7— 1,43 • 4,15 = 48,12%;
C2S= 8,6-22,9— 3,07-65,45+ 5,1-5,7+ 1,08-4,15 = 29,55%;
С3 А = 2,65 • 5,7— 1,69 - 4,15 = 8,09 %;
C4AF = 3,04-4,15 = 12,62%.
2. Образование метакаолина
q'2 = 0,0217 • 5,7 • 72 = 8,9 ккал!кг.
3. Охлаждение клинкера от 1400 до 0° С
q'3 = (1400 — 0) 0,261 = 365,4 ккал!кг.
4. Охлаждение СО2 сырья от 900 до 0° С
q\ = 0,542-900-0,256 = 124,9 ккал/кг.
5. Охлаждение и конденсация гидратной воды сырья
</' = 0,017 (450-0,47 + 595) = 13,7 ккал!кг.
Итого 608,5 ккал!кг клинкера
I. Тепловой эффект клинкерообразования
фкл = 1030,5 — 608,5 = 422 ккал/кг.
II. Потери тепла на испарение воды из сырья
(£ = 1,117- 595 = 664,6 ккал* кг.
в том числе на испарение воды безвозвратного уноса
0,056-595 = 33,3 ккал/кг.
III. Потери тепла от охлаждения возвратного пылеуноса
QBy = 0,333-0,21 -185 — (0,333-0,21 + 0,054)34 = 8,1 ккал/кг.
IV. Потери тепла на испарение воды гранулированного возвратного пы-
леуноса
<2гр = 0,054 - 595 = 32,1 ккал/кг.
V. Потери тепла с отходящими газами
Qo г = (0,46-0,426 + 0,0081 -0,312 + 0,004-0,415 +
+0,0303-0,3185+ 1,5154-0,3104+ 1,86-0,363) 185=250,7 ккал)кг.
VI. Потери тепла иа нагрев воздуха, подсосанного через неплотности в
концентраторе
QB — 0,664-0,312-185 = 38,3 ккал/кг.
VII. Потери тепла с клинкером
QK = 0,2- 275 = 55 ккал/кг.
— 206 —
VIII. Потери тепла с сухим безвозвратным уносом
Q6.y = (1,263 — 1,2 — 0,048) 396 + (0,0292 — 0,0277) 195 +
+ (0,018-0,017)-1600+0,073-0,21 • 185= 10,5 ккал/кг.
IX. Потери тепла в окружающую среду:
а) корпусом печи — 148,5 ккал/кг;
б) холодильником — 20.5 ккал/кг\
в) концентратором, газоходами и пр. — 23 ккал/кг.
Итого Qo.c = 192 ккал/кг.
Теплопотери в окружающую среду рассчитывают так же, как
и в предыдущем примере.
Полученные данные сведены в табл. 33.
Таблица 33
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА
t Приход Расход
Статьи прихода в ккал!кг клинкера в % Статьи расхода в ккал кг клинкера в %
Химическая энер- гия топлива Физическое тепло топлива То же, шлама » воздуха 1653,5 0,8 36,55 20,1 96,65 0,05 2,13 1.17 Клинкерообразо- вание Испарение воды из шлама Охлаждение воз- вратного пылеуно- са 422 466 8,1 24,66 38.85 0,47
Итого. . 1710,95 100 Испарение воды из гранул возврат- ного пылеуноса С отходящими газами Нагрев подсо- санного воздуха С клинкером С сухим безвоз- вратным пылеуно- сом В окружающую среду Невязка 32,1 250,7 38,3 55 10,5 192 37,65 1,88 14.65 24 3.21 0,61 11,22 2,21
Итого. . 1710,95 100
Тепловой баланс концентратора
Приход тепла
I. Физическое тепло газов перед концентратором
0ф ~ (^СО, ^СО2 + ^СО ^СО ^СН, ^сн, + G>2 "Ь ^n, ^n, "Ь
+ Vh2o Сн,о) Zo.r = (0,46 -0,5059 + 0,0081 -0,33 + 0,004-0,575 +
+ 0,0303-0,3445 + 1,5154-0,325 + 0,833 • 0,37) 750 = 799,1 ккал/кг.
— 207 —
II. Физическое тепло шлама Qc =36,55 ккал/кг
Итого 835,65 ккал/кг клинкера.
Расход тепла
I. Испарение воды из шлама
0,8272 -595 = 492,15 ккал/кг.
II. Подогрев сырья до 80° С
(1,642-0,21 + 0,2898) 80 = 50,8 ккал!кг.
III. Потери тепла с отходящими газами 250,7 ккал/кг.
IV. Потери тепла в окружающую среду 23 ккал/кг.
V. Невязка баланса и потери с безвозвратным пылеуносом из концент-
ратора 19 ккал/кг.
Итого 835,65 ккал/кг клинкера.
Количество тепла, использованного в теплообменной установке, состав-
ляет 492,15 + 50,8 =542,95 ккал/кг клинкера, или 31,8% от общего расхода теп-
ла по тепловому балансу печи.
Пример 3. Расчет теплового баланса конвейерного кальцинатора.
Полный расчет теплового баланса печного агрегата, оборудованного кон-
вейерным кальцинатором, не приводится, так как он аналогичен приведенным
выше.
Для сокращения примера расчета отдельные статьи материального ба-
ланса печного агрегата (выход углекислоты из сырья и топлива и др.) —
исходные при расчете теплового баланса конвейерного кальцинатора — при-
нимаются условно. Тепловой баланс конвейерного кальцинатора, а также
циклонных теплообменников отличается от баланса концентратора тем, что
в него вводят дополнительную статью расхода — на частичную декарбониза-
цию сырья в теплообменной установке.
Исходные данные
Характеристика отходящих газов за печью
Температура — 1020° С
Состав сухих газов в %
СО2
о2
N2
Характеристика
кальцинатором
Температура — 100° С
Состав сухих газов в %
СО2
О2
отходящих
28,8
0,7
70,5
газов за конвейерным
Температура сырьевых гранул.
Удельный расход сухого сырья
» » тепла . . . .
Влажность гранул ...........
Расход физической воды сырья
Расход гидратной воды сырья .
» влаги из топлива . .
» углекислого кальция
сырья ....
Расход углекислого магния
сырья ......................
15,8
И
73,2
25°С
1,6 кг/кг клинкера
950 ккал/кг клинкера
12 %
2
— =0,219 кг/кг клинкера
100—12 '
0,02 кг/кг
0,1 »
1,2 »
0,03 »
— 208 —
Температура материала, поступающего с решет-
ки в печь.................................... 800° С
Выход углекислоты из топлива.................0,3 л3/кг
То же, из сырья...............................0,28 »
Определяем степень декарбонизации сырьевой смеси в конвейерном каль-
цинаторе:
Ф =
100
28,8
70,5—3,76-0,7
= 28,3%.
73,2 - 3,76-11
Выход углекислоты из сырья до конвейерного кальцинатора
0,28(100—28,3) АО1О
---------------------------— = 0,218 м3кг.
100
Выход сухих газов за кальцинатором
(0.3+0 2в)1<Ю = 3[67ж,/^
15,8
в том числе:
1/со2 = °’01 -3>67-15,8 = 0,58 .И3/кг;
VO2 = 0,01 • 3,67 • 11,0 = 0,404 »
VNj = 0,01 -3,67-73,2 = 2,686 »
Выход сухих газов за обрезом печи
„ =! 798 Л1/
с-г 28,8
в том числе:
усо* = 0,01 1,798-28,8 = 0,5178 м3!кг-,
17о =0.01-1,798-0,7 = 0,0126 »
VNs = 0,01-1,798-70,5= 1,2676 »
Приход тепла
I. Физическое тепло газа перед конвейерным кальцинатором
Сф ~ (^СО2 GCO2 + ^О2 СО2 + GN2 + ^Н2О Н2о) ^о.г ~
0,5178-0,5286+0,0126-0,3529+1,2676-0,3325 + 0,411 б) у
0,80о
х 1020 = 767,75 ккал/кг.
II. Физическое тепло сырья
<2ф = (GC 0,21+G') t = (1,6 • 0,21+0,219) 25 = 14 ккал/кг.
Итого 781,75 ккал/кг клинкера.
— 209 —
Расход тепла
I, Испарение воды из шлама
0,219-595 = 130,3 ккал]кг.
II. Нагрев сухого сырья от 0 до 450° С
1,6 • 0.253 • 450 = 182 ккал/кг.
III. Дегидратация каолинита
0,02-1600 = 32 ккал'кг,
IV. Нагрев дегидратированного сырья от 450 до 800° С
(1,6 — 0,02) 0,28 (800 — 450) = 154,8 ккал/кг.
V. Частичная декарбонизация СаСОз и MgCO3 при 800° С
(1,2-396+0,03-195) 28,3 ,
—-----2—----------—— — 136 ккал!кг.
100
VI. Физическое тепло газов за конвейерным кальцинатором
(Vco2 ^СО2 + ^О2 С О, + Qj, + ^Н.о) ^о.г ~
= (0,58 • 0,4092+0,404 • 0,3147+2,686 0,3096 + ° ’219 1 Q° + °’1 • X
X 0,3596j 100 = 134,7 ккал/кг.
VII. Потери тепла в окружающую среду и невязка 11,95 ккал/кг.
Итого 781,75 ккал/кг клинкера.
Количество тепла, использованного в теплообменной установке, состав-
ляет 635,1 ккал/кг, или 66.85% от общего расхода.
Пример 4. Расчет теплового баланса колоснико-
вого холодильника.
Исходные данные
Производительность холодильника............. 75 т/ч
Температура клинкера:
на выходе из печи.......................... 1200 °C
» » холодильника.................. 75 °C
Температура воздуха:
на входе в холодильник........................ 18 °C
вторичного (на входе в печь).............. 570 °C
избыточного (на выходе из холодильника в ат-
мосферу) ............................... 140 °C
Расход воздуха:
острого дутья .............................. 0,27 ма/кг
через первую решетку....................1,29 »
> вторую » 1,68 »
всего на охлаждение.......................3,24 »
избыточного воздуха................ . . 2,14 »
вторичного воздуха (по разности расходов
охлаждающего и избыточного воздуха) .1,1 »
Средняя температура корпуса холодильника . 40 °C
Площадь теплоизлучающих поверхностей холо-
дильника ..................................... 455 ж®
— 210 —
Расчет
Приход тепла
I. Количество тепла, внесенное с клинкером,
<7кл = СКЛ tKn — 0,246 • 1200 = 295 ккал/кг.
II. Физическое тепло воздуха
?в= ^ВСВ/В = 3,24-0,31-18 =18,1 ккал!кг.
Итого 313,1 ккал)кг клинкера.
Расход тепла
I. С воздухом, поступающим в печь,
q" = 1,1 0,329-570 = 206,3 ккал/кг.
II. С избыточным воздухом
^изб = 214 0 317 140 95 ккал/кг_
III. С клинкером
9кл = 0,188-75 = 14,1 ккал! кг.
IV. Потери в окружающую среду
Га(/П — /в) 455 5,98(40—18) по ,
Яо.с — ——-------— =------'—;--------- — 0,8 ккал кг-,
4 G 75 000
а — 3,54-0,062/п = 3,54-0,062-40 = 5,98 ккал/м1-град-ч.
Итого 316,2 ккал)кг клинкера.
Данные расчета сведены в табл. 34.
Таблица 34
СВОДНАЯ ТАБЛИЦА ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА ХОЛОДИЛЬНИКА
Статьи прихода Приход Статьи расхода Расход
в ккал/кг клинкера в % в ккал;кг клинкера в %
С клинкером С воздухом 295 18,1 94,1 5,8 С вторичным воздухом С избыточным воздухом С клинкером В окружающую среду Невязка 206,3 95 14,1 0,8 —3,1 65,9 30,3 4,5 0,3 —1
Итого. . ✓ 313,1 100
Итого. . 313,1 100
Тепловой коэффициент полезного действия колосникового хо-
лодильника
206->3199_ = 65,9%.
313,1
ГЛАВА III
ИСПЫТАНИЕ ДЫМОСОСОВ И ВЕНТИЛЯТОРОВ
Испытания тяго-дутьевых установок проводятся в тех слу-
чаях, когда дымососы или вентиляторы не обеспечивают печной
агрегат тягой или дутьем или когда по данным эксплуатации
или результатам испытаний печного агрегата удельные рас-
ходы электроэнергии на тягу или дутье превышают нормативы.
Иногда они бывают вызваны необходимостью проверить га-
рантию заводов-поставщиков машин.
Соответствие расчетной и фактической характеристик венти-
ляторов можно проверить на основе полных или эксплуатацион-
ных испытаний. Полные испытания предусматривают снятие
дроссельной (напорной) и регулировочной (кривой потребления
мощности) характеристик тяго-дутьевых машин при одиночной
или параллельной работе вентиляторов или дымососов. Испыта-
ние должно проводиться при режимах, охватывающих произво-
дительность машин в пределах от нуля до максимума. Устано-
вить такие режимы на действующей печи невозможно, так как
пределы изменений производительности тяго-дутьевых машин за-
висят от режима работы печи. Поэтому полные характеристики
могут быть сняты, если печь остановлена.
Полные испытания проводят в тех случаях, когда проверяют
сам вентилятор или дымосос. Это бывает необходимо при испы-
тании головных образцов, а также в тех случаях, когда машины
выполнены и смонтированы не в соответствии с чертежами заво-
да-изготовителя.
Цель эксплуатационных испытаний — проверка работы тяго-
дутьевых установок в рабочих условиях, т. е. на работающей пе-
чи. Эти испытания позволяют получить точки для построения
характеристики машины в сравнительно узких пределах произ-
водительности, определяемой возможными пределами изменения
режима работы печи.
Характеристики тяго-дутьевых установок, полученные одно-
временно с характеристиками газовоздушных трактов, позволя-
— 212 —
ют непосредственно, без пересчетов, судить о соответствии уста-
новленных машин данному печному агрегату.
Перечень основных измерений и определений, проводимых
при испытаниях тяго-дутьевых машин, приведен в табл. 35.
Таблица 35
ОСНОВНЫЕ ИЗМЕРЕНИЯ И ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПРИ ИСПЫТАНИЯХ
ТЯГО-ДУТЬЕВЫХ МАШИН
Показатели Способ измерения и измерительные приборы
Разрежение во всасывающем патрубке вентилятора или дымососа до и после ши- бера (направляющего аппарата) в мм вод. ст. Барометрическое давление Давление в нагнетательном патрубке вен- тилятора или дымососа в мм вод. ст. Температура газа (воздуха) до и после машины в °C Расход газа (воздуха) в м3/ч Жидкостные манометры U-образные и наклонные Барометр Жидкостные манометры U-образные и наклонные Термопары ХА, ртутные тер- мометры Пневмометрические трубки
Скорость вращения ротора машины в об/мин Мощность на зажимах, подводимая к электродвигателю вентилятора (дымососа) в кет Сила тока в а и напряжение в в Состав отходящих газов у дымососа Питание печи шламом, время наполнения контрольного бачка в сек с манометрами Тахометр По схеме двух ваттметров Амперметры и вольтметры Газоанализатор ГХП-ЗМ Секундомер
Методика проводимых замеров и обработки материалов из-
ложена в соответствующих разделах по испытанию вращающих-
ся печей. Результаты испытаний по окончании обработки зано-
сятся в прилагаемую ниже форму 5.
После подсчета всех перечисленных выше величин строят ха-
рактеристику работы вентилятора и характеристику сети.
Если вентилятор испытывали при различных скоростях вра-
щения, характеристики строят для каждой скорости вращения.
На рис.^61 показано изменение полных давлений вентилятора в
зависимости От его производительности при разных скоростях
вращения.
Чтобы построить полученную при испытаниях характеристику
параллельной работы вентиляторов и сравнить ее с заводской
характеристикой, необходимо нанести на общий график харак-
теристики каждого из вентиляторов в отдельности и построить
суммарную характеристику Hnap—f (С2сум) вентиляторов.
Суммарную характеристику строят путем увеличения абсцисс
(производительности) по каждой ординате (давлений) пропор-
— 213 -
Форма 5
печи №.
Результаты испытаний вентилятора №______типа
(на неработающей печи)
Цата опыта
Показатели Обоз- начение Размерность Способ определения вели- чины
Температуру газа . Барометрическое давление .... Скорость вращения ротора . • .... Удельный вес газа в условиях опыта То же, при расчет- ных параметрах . Разрежение на вса- сывающей сторо- не Давление на нагне- тании Динамическое дав- ление: в месте измере- ния расхода ». на всасываю- щей стороне 3; > =? Д-о 0е = tn ja- Зя 03 И ’ а град мм рт. ст. об! мин кг/м3 » кГ{м* » Из подсчета средних величин То же По техническим усло- виям Yon (^73 + /оп) Yp “ 273 + Zp Из подсчета средних величин То же » ц' = -leu. д 19,62 ' ’в
. на нагнетании . »
11 ц Н*~ 19,62 (И7?,В
Скорость газа: при входе в вентилятор м’сек <2
в Wr 3600F'
на выходе из вентилятора . Q
в Шв 3600F"
Производительность вентилятора: _
измеренная . , приведенная к расчетной скорости вра- щения .... Q Qnp м3/ц » / h„ <2=15 948 1/ f Топ Qnp = Q — п
г| з| 4| 5
1
Номера
режимов
— 214 -
Продолжение формы 5
Показатели Обоз- начение Размерность Способ определения величины Номера режимов
1 2 3 4 S
Полное давление потока: перед вентиля- тором .... за вентилятором Полное давление, создаваемое вен- тилятором: измеренное . . приведенное к расчетным пара- . метрам .... Потребляемая мощ- ность электродви- гателя от сети: измеренная . . приведенная к расчетным па- раметрам . . Сила тока Напряжение . . . . Коэффициент мощ- ности * . Коэффициент по- лезного действия: установки . . . электродвига- теля ..... вентилятора . . Н’п На ну А'эл №л₽ / V COS ф Пу ‘Чэл Пв кГ/м2 » » » кет » а в % » » Н'П=Н’Л+&'В Н„ = Н'л±Р’в Нп = Н’„-Н„ ^₽=/у” ш Из подсчета средних величин " ЭЛ '* ЭЛ 1 п 1 Из подсчета средних величин То же По графику (рис. 58) Q"n 36oo-io2/v^ По каталогу на эле- ктродвигатели* *1у *]в = —- *)эл
электродвигателя нет паспортных данных,
1 Если по данному типу
то КПД находят из формулы *1эл=1—U 'Пэл) %х ’
^эл
гдех =-----;
7УИ
ЭЛ
N3”, ' г]э" —номинальное значение мощности и КПД электродвигателя
(указанные на корпусе двигателя).
— 215 —
ционально числу машин. Соответственно суммируют требуемую
мощность.
Правильность выбора установленных тяго-дутьевых машин
проверяют, сопоставляя их характеристики с характеристиками
газовоздушного тракта.
Наиболее характерны следующие варианты сочетаний харак-
теристик (см. рис. 61).
Рис. 61. Характеристики одиночной и параллельной работы
машин
1. Параллельная работа машин при полной их загрузке
обеспечивает оптимальную производительность печи (точка В).
Следовательно, тяго-дутьевые машины соответствуют газовоз-
душному тракту печи и выбор их правилен.
2. Оптимальная производительность печи обеспечивается при
параллельной работе машин с неполной загрузкой (точка Б).
В этом случае избыток давления (ЯИзб) уменьшают аэродина-
мическим путем (направляющими аппаратами, шиберами и т. п.)
или механическим (изменяя скорость вращения).
3. При максимальной загрузке тяго-дутьевых машин (точ-
ка Г) оптимальная производительность печи не достигается. Это
свидетельствует о недостатке давления (Янед), развиваемого
установленными машинами. В таких случаях необходима частич-
ная или полная реконструкция машин или уменьшение, если это
возможно, сопротивления тракта. ‘
е?
S:
а:
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОРАЗМЕРОВ
ПО ДАННЫМ ИСПЫТАНИЙ ОРГПРОЕКТЦЕМЕНТА, ГИПРОЦЕМЕ.НТА И НИИЦЕМЕНТА
сч
5:
а:
41
*
о
S:
4
Сз
15—2142
217
Продолжение приложения 1
Показатели Ахангаранский завод печь № 1 (октябрь, 1962 г.) Ульяновский завод, печь№ 1 (ноябрь, 1964 г.) Черноречеиский завод, печь № 7 (февраль, 1963 г.) Ново-Пашийский завод, печь Кг 4 (октябрь, 1964 г.)
с возвратом пыли без возврата пыли
1 2 3 4 5 6
Удельные съемы в кг/ч (по данным
испытаний):
с 1 л2 футеровки печи .... 21,7 21,1 21,8 20,7 19,1
» 1 м3 объема печи . 21,2 20,7 21,3 20,2 18.7
» 1 м3 сечения зоны горения . . 3600 3510 3620 3440 3160
Удельный расход условного топлива
в кг)кг клинкера-.
за испытание 0,26 0,264 0,231 0,242 0,243
по отчетным данным за год . . 0.25 0,272 — —
Удельный расход сырья в кг/кг клин-
кера:
теоретический 1,52 1,53 1,51 1,539 1,54
фактический 1,77 1,627 1,544 1,557 1,6503
Пылеунос в кг/кг клинкера . . . 0,122 0,097 0,034 0,018 0,0123-|-0,098(отвал)
Сырье:
влажность в % 45,2 42,45 38,4 40,5 40,4
титр 75,37 76,14 77,08 76,49 76,22
Тонкость помола — остаток в % на
сите:
№ 020 2,08 2,94 1,4 1,47
№ 008 9,9 7,1 7,5 8,05 8,23
Продолжение приложения 1
Показатели Ахангаранский завод, печь № 1 (октябрь, 1962 г.) Ульяновский завод, печь № 1 (ноябрь, 1964 г.) ЧернореченскнЙ завод, печь № 7 (февраль, 1963 г.) ) Ново-Пашийский завод, печь № 4 (октябрь, 1964 г.)
с возвратом пыли без возврата пыли
1 2 3 4 5 6
Химический состав в %: SiO2 А12Оз Fe2O3 СаО MgO SO3 п. п. п кремнеземный модуль . . глиноземный » . . коэффициент насыщения . Клинкер: кремнеземный модуль . . глиноземный » . . коэффициент насыщения . 14,41 3,15 3,03 42,08 3,33 34 2,33 1,04 0,887 2,36 0,95 0,88 14,64 3.04 3,2 42,73 1,01 1 34,34 2,35 0,95 0,89 2,43 0,96 0,87 12,68 3,66 2,24 43,59 0,82 0,58 35,18 2,04 1,78 1,02 2,17 1,84 0,91 14,1 3,24 3,01 42,74 35,06 2,26 1,08 0,92 2,33 0,9 0,9 (щелочи) 0,37 13,96 3,01 3,01 42,48 0,75 35,1 2,32 1 0,93 2,37 0,91 0,91 0,3
Топливо: вид зольность в % .... содержание летучих в % влажность (форсуночного) Тонкость помола — остаток в % на Бухарский природный газ Мазут много- сернистый 3,18 Пылеугольное 11,23 21,5 1,5 Мазут 2,4 многосернистый 2,4
сите: № 008 — — 16,0 — —
Продолжение приложения 1
Показатели Ахангаранский завод, печь № 1 (октябрь, 1962 г.) Ульяновский завод, печь № 1 (ноябрь, 1964 г.) Черноречеиский завод, печь № 7 (февраль, 1963 г.) Ново-Пашийский завод, печь № 4 (октябрь, 1964 г.)
с возвратом пыли без возврата пыли
1 2 3 4 5 6
теплотворная способность пыле- угольного в ккал/кг, газообраз- ного в ккал/нм3 Отходящие газы: температура в °C разрежение в мм вод. ст. .. . 1 Состав в %: ' со2 g О2 ° со 1 n2 а . . . , Воздух на охлаждение клинкера: количество воздуха острого дутья в м3/ч- то же, общего дутья в м3/ч . . . количество воздуха, выбрасываемого из холодильника в атмосферу, в м3/ч Материальный баланс _ кг/кг клинкера: Расход в °/ " * топливо 8200 251 84 20,34 1,16 0,1 78,4 1,06 15 400 78 475 0,11 1,67 9280 271 103 21,5 3,3 0,05 75,15 1,16 21 415 122 046 74 214 0,188 3,05 6410 193 80 20,6 4,3 75,1 1,275 0,241 3,8 9576 264 45,7 21,1 3 6.6 75 1,138 0,177 3 9576 263 49,1 21,7 3 0,1 75 1,15 0,1776 2,94
Продолжение приложения 1
v • Показатели Ахангаранский завод, печь № 1 (октябрь, 1962 г.) Ульяновский завод, печь № 1 (ноябрь, 1964 г.) Черноречеиский завод, печь № 7 (февраль, 1963 г.) * НовохПашийский завод, печь № 4 (октябрь. 1964 г.)
с возвратом пыли без возврата пыли
1 2 3 4 5 6
сырье . . 3,24 49,25 2,645+0,087 44,85 2,506 39,4 2,6176 44,6 2,769 45,92
воздух 3„23 49,08 3,1737 52,1 3,613 56,8 3,0663 52,4 3,0828 51,14
Итого в кг/кг клинкера . 6,58 6,0937 6,36 5,8609 6,0294
Приход в клинкер м кг/кг клинкера % 1 1 1 1 1
15,2 16,4 15,7 17,05 16,58
пылеунос 0,267 1 4,1 0,097 1.6 0,014 0,2 0,1177 2,05 0,07135 1,18
- сухие отходящие газы . . 3,4667 3,585 3,9335 3,5056 3,5585
• 52,6 58,8 61,85 59,8 59,01
водяные пары 1,8393 1,389 1,0765 1,2644 1,3226
28 22,8 16,95 21,55 21,92
невязка . 0,007 0,1 0,0227 0,4 0,336 5,3 —0,0268 —0,45 0,07735 1,31
Итого в кг/кг клинкера . 6,58 j 6,0937 | 6,36 | 5,8609 | 6,0294
Продолжение приложения 1
Показатели Ахаигараиский завод, печь № 1 (октябрь, 1962 г.) Ульяновский завод, печь № 1 (ноябрь 1964 г.) Чериоречеиский завод, печь .№ 7 (февраль, 1963 г.) Ново-Пашийский завод, печь № 4 (октябрь, 1964 г.)
с возвратом пыли без возврата пыли
1 2 3 4 5 6
Тепловой баланс ккал/кг клинкера Приход в 1820 1743 1544,81 1694,9 1700,7
химическая энергия топлива .... 96,14 97,72 95,5 96,7 96,51
физическое тепло топлива 1,44 9 4,23 7,46 7,79
0,08 0,5 0,3 0,42 0,44
60,5 27 25,735 47,8 50,69
То же, сырья 3,20 1,51 1,6 2,71 2.88
физическое тепло воздуха . . . 11 4,8 41,509 2,94 2,96
0,58 0,27 2,6 0,17 0,17
Итого в ккал/кг клинкера . . 1892,9 1783,8 1616,284 1753,1 1762,14
Продолжение приложения 1
К Показатели Ахаигараиский завод, печь № 1 (октябрь, 1962 г.) Ульяновский завод, печь № 1 (ноябрь, 1964<г.) Чериоречеиский завод, печь № 7 (февраль, 1963 г.) Ново-Пашийский завод, печь № 4 (октябрь, 1964 г.)
с возвратом пыли без возврата пыли
1 2 3 4 5 6
ккал/кг клинкера Расход в 'у : на клинкерообразование 351,9 438 395,435 413,9 407,16
18,59 24,57 24,5 23,5 23,1
» испарение воды 870 670 572,688 630 665,8
1 45,96 37,56 35,5 36 37,78
to to с отходящими газами 442,9 407 267.556 374 373,96
1 23,4 22,82 16,5 21,31 21,22
1 химический недожог 1,9 42 64,2 35,37
0,1 2,35 3,66 2
с клинкером 14,7 11 12,88 12 12,8
0,78 0,61 0,8 0,68 0,72
> пылеуносом 52,3 30 6,27 6,34
2,76 1,69 0,38 0,35
потери в окружающую среду н невяз- ка 159,2 185,8 367,725 197,06 197,95
8,41 10,4 22,7 11,3 11,45
Итого в ккал!кг клинкера . . 1892,9 1783,8 1616,284 1753,1 1762,14
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ РАЗМЕРОМ 4,5/5X135 ж
Показатели Жигулевский комбинат (печь № 3, июль 1964 г.)
Диаметр печи в ле: горячей зоны средней » холодной > ... Длина печи в м: полная горячей зоны конусов холодной зоны Объем печи по футеровке в м3 Поверхность печи по футеровке в м2 Отношение L/DBH Тип холодильника Система навески цепей Длина зоны цепей в м Поверхность в ж2 Тип теплообменника Длина по оси печи в м Производительность печи в т/ч: за испытание по отчетным данным за год Удельные съемы в кг/ч: с 1 м2 футеровки печи » 1 М3 объема печи .......... » 1 м2 сечения зоны горения ...... Удельный расход условного топлива в кг/кг клинкера! за испытание по отчетным данным за год Удельный расход сырья в кг/кг клинкера: теоретический фактический Пылеунос в кг/кг клинкера Сырье: влажность в % титр 4,5 5 5 135 32 4,2 98,8 2125 1900 30,2 Волга—50°С Свободновисящая 24 1139,5 Цепной и металлический 5,4—цепной; 9—метал- лический 44,9 44,8 23,65 21,1 3400 0,222 0,22 1,527 1,625 0,098 37,2 75,37
— 224 —
Продолжение приложения 2
Показатели Жигулевский комбинат лечь № 3. июль 1964 г.)
Тонкость помола — остаток в % на сите:
№ 020 1,28
№ 008 5,23
Химический состав в %:
SiO2 13,76
A12O3 3,76
Fe2Os ‘ 2,56
CaO 42,27
MgO 1,72
SOs 1,3
П. П. П 34,63
кремнеземный модуль 2,14
глиноземный > . 1,48
коэффициент насыщения 0,89
Клинкер:
химический состав в %:
SiO2 21,74
A12O3 • • • • • 5,64
Fe2Os ... 3,94
CaO 64,97
MgO 2,28
SOs 1,26
кремнеземный модуль . 2,22
глиноземный « . . 1,43
коэффициент насыщения , . - 0,88
Топливо:
вид Мазут
температура подогрева в град 95,4
удельный вес в г!см3 0,9615
давленйе перед форсункой в ат 15
теплотворная способность в ккал/кг . . . 9534,7
Отходящие газы:
температура в град 360
разрежеине в мм вод. ст. . 48
Состав в %:
СО2 20,5
о2 ; 3,84
СО 0,19
Н2 . 0,02
n2 75,42
а - 1,17
Материальный баланс
кг/кг клинкера
Расход в : >
0,163
ТОПЛИВО
2,77
— 225 —
Продолжение приложения 2
Показатели Жигулевский комбинат (печь № 3, июль 1964 ^.) 2,587 /
сырье 44,07 ' 3,12
воздух 53,16
Итого в кг/кг клинкера . . . 5,87
кг! кг клинкера Приход в : 1
клинкер 17,1
пылеунос 0,092 1,55 3,56
сухие отходящие газы 60,65 1,145
водяные пары 19,49
невязка .... 0,073 1,21
Итого в кг/кг клинкера 5,87
Тепловой баланс
ккал/кг клинкера Приход В * •; %
химическая энергия топлива 1554,1
96,9
физическое тепло топлива 6,4
0,4
то же, сырья 11,5
0,7
> воздуха 32
2
Итого в ккал/кг клинкера .... 1604
ккал/кг клинкера Расход в : % 387,8
на клинкерообразование 24,2
572,4
> испарение воды 35,7
— 226 —
Продолжение приложения 2
Показатели Жигулевский комбинат (печь № 3, июль 1964 г.)
зи
с отходящими газами . 19,5
44,6
химический недожог . 2,8
26,7
с клинкером . 1.7
13,7
> пылеуносом 0,9
245,8
потери в окружающую среду и невязка . . 15,2
Итого в ккал/кг клинкера . . > 1604
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕЙ РАЗМЕРОМ 3,6-4x150 м
Показатели Беговатский комбинат, печь № 6 (май—август, 1963 г.) Броцеиский комбинат, печь № 4 декабрь, 1963 г.) Завод Пунаие- Кунда, печь № 1 (нюнь, 1963 г.)
Диаметр печи в м 3,6 4,0 4,0
Длина печи в м 150 150 150
Объем печи (по футеровке) в я3 1210 1528 1528
Поверхность печи (по футеровке) 1510 1695 1695
в м2
Отношение L/D^t 46,9 41,7 41,7
Тип холодильника «Волга—35»
Система навески цепей Г ирляндная винтовая Свободно- висящая —
Длина зоны цепей в я 26,1 29,4 —
Поверхность в я2. ...... . 791 1280 —
Тип теплообменника Цепной Ячейковый —>
длина по оси в печи в м . . . 14,5 9,155 —
поверхность в я2 492 220 —
Производительность печи в т/ч:
за испытание 28,53 31,15 36,4
по отчетным данным за год . . 22,4 32,7 33,9
Удельные съемы в кг/ч:
с 1 я2 футеровки печи .... 18,85 19,25 21,4
» 1 я3 объема печи 23,55 21,4 23,8
» 1 я2 сечения зоны горения . . 3550 3210 3580
Удельный расход условного топлива
в кг/кг клинкера: за испытание 0,218 0,266 0,235
Удельный расход сырья в кг/кг клин- кера:
теоретический . . . 1,51 1,478 1,21
фактический 1,635 1,58 1,28
— 228 —
Продолжение приложения 3
Показатели Беговатский комбинат, печь № 6 (май—август, 1963 г.) Броцеиский комбинат, печь № 4 (декабрь, 1963 г.) Завод Пунане- Кунда, печь № 1 (июнь, 1963 г.)
Пылеунос в кг/кг клинкера Сырье: 0,125 0,102 0,07
влажность в % . . . 35,6 41,4 37,8
тнтр , » . 77,85 78,67 80,3
тонкость помола — остаток в %
на снте:
№ 020 1,6 0,7 0,58
№ 008 8,78 3,26 5,82
Химический состав в %:
SiO2 13,94 13,16 11,3
А12О3 ...... 3,56 3,16 3,11
Fe2O3 3,04 1,75 2,85
СаО 43,06 43,62 42,8
MgO 1,32 1,89 2,5
SO3 0,68 0,55 1,15
п. п. п 33,88 35,72 35,85
кремнеземный модуль 2,11 2,68 1,89
глиноземный > . . 1,17 1,8 1,09
коэффициент насыщения • . . 0,93 1,025 1.14
Клинкер:
химический состав в %: SiO2 21,36 21,56 21,27
5,27 5,35 4,71
Fe2O3 4,73 3,71 5,22
СаО 65,34 65,2 61,3
MgO SO3 1,87 0,37 3,12 0,47 3,7 0,98
кремнеземный модуль . глиноземный » . . . 2,14 1,П 2,37 1,44 2 1,15
коэффициент насыщения . . . 0,92 0,9 0,88
Топливо:
вид . Природный Уголь ТиГ Эстонские
газ сланцы
зольность в % . . . . содержание летучих в % 17,93 21,18 49,1 16,1(СО2) 0,53
влажность в % (форсуночного) — 3,2
тонкость помола — остаток в % на
сите: 2,5 13,4
Nb 020 № 008 — 8,9
Теплотворная способность (форсу-
ночного) в ккал/кг (для ккал/м3) газа в 8140 6006 2497
Отходящие газы: 217 117
температура в град . . 192 52 363 56
разрежение в мм вод. ст. • •
— 229 —
Продолжение приложения 3
Показатели Беговатский комбинат, печь № 6 (май—август, 1963 г.) Броцеиский комбинат, печь № 4 (декабрь. W.3 г.) Завод Пунане- Куида, печь № 1 (июнь, 1963 г.)
состав в %: СО2 о2 со н2 сн« n2 а Воздух на охлаждение клинкера: Количество воздуха острого дутья в нмИч Количество воздуха общего дутья в н.и3/ч Количество избыточного возду- ха в нм31ч Температура избыточного возду- ха в °C Материальный баланс кг/кг клинкера Расход в : % топливо сырье воздух 23,56 1,2 0,5 0,3 0,13 74,31 1,03 5 500 121400 86 900 75 0,1351 2,7 2,538 51,3 2,278 46 22,91 4,78 0,09 0,09 72,92 1,35 0,31 4,96 2,697 43,18 3,239 51,86 25,9 1,45 0,34 0,34 72,31 1,07 18 300 88 800 66 500 166 0,576 11,4 2,09 41,7 2,35 46,9
Итого в кг/кг клинкера кг/кг клинкера Приходе % клинкер • пылеунос сухне отходящие газы .... водяные пары невязка . 4,9511 1 20,2 0,1112 2,24 2,6581 53,75 1,2307 24,8 —4,0489 —0,99 6,246 1 16,01 0,102 1,63 3,914 62,66 1,259 20,16 —0,029 —0,46 5,016 1 19,95 0,117 2,35 2,868 57,25 0,992 19,75 0,039 0,7
Итого в кг/кг клинкера . 4,9511 6,246 5,016
— 230 —
Продолжение приложения 3
Показатели Бе,говатский комбинат, печь № 6 (май—август, 1963 г.) Броцеиский к омбинат, печь № 4 (декабрь, 1963 г ) Завод Пунаие- Кунда, печь № 1 (июнь, 1963 г.)
Тепловой баланс
ккал/кг клинкера Приход в ~ °/ химическая энергия топлива . . 1525 96,1 1861,86 98,47 1600 93,38
физическое тепло топлива .... 2 15,4
0,1 •— 0,9
то же сырья 45 28,88 31
2,9 1,53 1.8
то же. воздуха 14 67,3
0,9 3,92
Итогов ккал/кг клинкера 1586 1890,74 1713,7
Расход ккал/кг клинкера Х°Д В % на клинкерообразование 376,6 23,7 416.66 22,04 335,5 19,58
» испраение воды 538 664,02 483
34 35,12 28,2
с отходящими газами 228,5 302,06 414
14,4 15,98 24,18
химический недожог 64,4 4,05 — 21,3 1,24
с воздухом, выбрасываемым в ат- мосферу из холодильника .... — 139,95 7,4 97,5 5,69
с клинкером * 7,7 20,6 14,5
0,48 1,09 0,84
» пылеуносом 23 11,71 43,7
1,45 0,62 2,54
потери в окружающую среду и не- вязка 347,8 21,92 335,74 17.75 304,2 17,73
Итого в ккал/кг клинкера 1586 1890,74 1713,7
приложение 4
показатели работы вращающихся печей,
ОБОРУДОВАННЫХ КОНЦЕНТРАТОРАМИ ШЛАМА 4,5ХЗ,8 м
Показатели Воскресен- ский завод, печь № 2 Пикалевский завод, печь № 3*(декабрь, 1960 г.) Волков некий завод, печь ЛА 5 (ноябрь, 1962 г.) Кричевский завод, печь № 1 (июль, 1962 г.)
Диаметр печи в м . . 3,3 3,6 3,6 3,6
Длина » » » . . Объем печи (по футеров- 65 60,5 81,2 78
ке) в м3 429 485 652 625
Отношение £/£>ьи • Поверхность печи (по фу- 22,4 17,8 25,4 24,4
теровке) в м2 ... 592 608 816 785
Тип холодильника . . . Рекупера- Барабан- Рекупера- Рекупера-
Заполнение концентра- торный ный торный торный
тора телами в 7 . . . 25 18,5 30 Нет данных
То же, в % .... Производительность пе- чи в t/ч: 30 28 36 То же
за испытание . . . 15,72 18,7 17,59 17,7
по отчетным данным Удельные съемы в кг/ч (по данным испыта- ний): 14,6 (за полугодие) 18,6 (за квартал) 18 18
с 1 л2 футеровки печи 26,6 30,7 21,55 22,55
» 1 м3 объема печи » 1 ж2 сечения зоны 36,6 38,7 27,0 28,3
горения .... Удельный расход услов- ного топлива в кг!кг клинкера: 2380 2330 2195 2210
за испытание . . . по отчетным данным 0,253 0,217 0,264 0,238
за год Удельный расход сырья в кг/кг клинкера-. 0,219 0,270 0,241
теоретический . . . 1,4742 1,2699 1,528 1,58
фактический . . . Пылеунос в кг/кг клин- 1,5497 1,4008 1,703 1.71
кера 0,0755 0,1309 0,175 0,13
— 232 —
П родолжение приложения 4
Показатели Воскресен- ский завод, печь № 2 (февраль, 1961 г.) Пикалевский завод, печь № 3* (декабрь, 1960 г.) Волковыский завод, печь № 5 (ноябрь 1962 г.) Кричевский завод, печь № 1 (июль, 1962 г.)
Сырье: 39,3 38,6. 40 38,7
влажность в % . .
Тонкость помола — оста-
ток в % на сите: 1,1 10,9 1,7 4,5 2,6 3,6
№ 020 № 008 1,7 7,2
Химический состав в %: 14,6 13,25 12,02
SiO2 A12O3 Fe2O3 СаО MgO п. п. п 11,94
3,33 3,22 2,91 3,54 3,72 3,58 2,93 2,7
43,04 50,8 43,38 44,8
3,06 35,94 1,29 24,3 0,78 34,56 0,59 35,81
кремнеземный мо- 1,81 2,26 1,8 2,17
Дуль 1,03 0,82 1,04 1,13
глиноземный модуль
коэффициент насы- щения 1,09 1,09 0,97 1,13
Клинкер:
химический состав
в %: SiO2 A12O3 . Fe2O3 СаО 19,9 21,52 20,5 21,35
6,58 4,77 6,05 5,35
5,36 62,91 4,62 63,88 5,58 64,6 5,68 65,26
MgO so3 0,12 1,33 0,52 0,18 0,88 0,29
кремнеземный мо- 1,66 2,3 1,8 1,94
глиноземный модуль 1,22 1,03 1,08 0,93
коэффициент насы- щения 0,9 0,9 0,92 0,906
Топливо:
вид Донецкий Уголь ПЖ, Природный Пыле-
уголь Т и Г Т и сланцы газ угольное
зольность в % . 19,5 21,18 — 23,02
содержание летучих в % 20,6 23,03 -а— 21,75
влажность (форсу- 0,8 1.4 0,8
ночного) в % . —
Тонкость помола — оста-
ток в % на сите:
№ 020 3,7 3,5 — 0.85
№ 008 теплотворная способ- 19,5 25,1 12,8
ность (форсуноч- ного) в ккал/кг . 6216 5823 8523 5444
16-2142
— 233 —
Продолжение приложения 4
Продолжение приложения 4
Показатели Воскресен- ский завод, печь № 2 (февраль, 1961 г.) Пикалевский завод, печь № 3* (декабрь, 1960 г.) Волковыский завод, печь № 5 (ноябрь. 1962 г.) Кричевский завод, печь № 1 (июль, 1962 г.) Показатели Воскресен- ский завод, печь .№ 2 (февраль. 1961 г.) Пикалевский завод, печь № 3* (декабрь, 1960 г.) Волковыский завод, печь № 5 (ноябрь, 1962 г.) Кричевский завод, печь Х& 1 (июль, 1962 г.)
Отходящие газы: температура в °C за обрезом печи . . за концентратором . Состав за обрезом печи в %: СО2 728 158 27,55 750 210 21,1 750 134 23,9 564 102 26,59 1,2002 0,9889 1,569 1,3435
водяные пары . , . 22,2 0,0034 16,33 0,0148 29,18 —0,067 23 —0,0129
о2 со 0,32 1,61 3,3 0,1 0,6 0,6 (СН4 = = 0,5) 74,4 1,02 4 8200 1,13 1,13 невязка .... 0,6 0,24 —1,23 —0,2
n2 а Воздух: температура первич- ного Воздуха в град количество первич- ного воздуха в м3/ч скорость на выходе из форсунки в 70,52 0,973 11 200 75,5 1,19 65 14 080 71,15 1.03 70,3 10 600 Итого в кг/кг клинкера . . , Тепловой баланс ккал/кг клинкера Приходе - у ' ~ : химическая энергия 5,4155 1771,6 6,0455 1447,6 5,377 1845 5,8464 1652
м/сек Материальный баланс кг/кг клинкера Расход в- 70 — 79,7 37,4 60,1 топлива .... физическое тепло 97,5 6,4 95,4 4,48 98,56 0,796 96,3 6,37
0,285 0,2486 0,158 0,3036 топлива .... физическое тепло 0,3 25,2 0,302 43,48 0,04 20,45 0,4 30,64
топливо 5,3 2,553 4,1 2,2815 2,94 2,84 5,15 2,79 сырья « • • • то же, воздуха . . 1.4 14 2,86 23,33 1,09 5,63 1.7 27,02
сырье 47,3 37,8 52,86 47,75 0,8 1,48 0,3 1.6
воздух влага возвратного пылеуноса и воз- духа 2,4661 3,5154 2,315 2,6118 Итого в ккал/кг клинкера .... ккал/кг клинкера
45,4 0,1114 58,1 43,1 0,0637 44,7 0,141 1817,2 1517,89 1871,876 1716,03
2 — 1,1 2,4 Расход в (у I
И т о г р в кг/кг клинкера . . . кг,кг клинкера Приход в , 70 клинкер .... пылеунос . .. . . сухие отходящие га- зы . . . . . на клинкерообразо- вание 362,9 191,87 394,04 374,58
5,4155 6,0455 5,377 5,8464 20,1 597 12,63 524 21,05 677 21,9 642,3
1 1 1 1 на испарение воды 32,8 201,7 34,6 243,6 36,16 164 37,4 132,9
18,4 0,0619_ 16,56 0,1433 18,59 0,175 17,1 0,2647 с отходящими газами П,1 106,9 16 6,4 8,79 116,7 7,7 77,03
1,1 3,1192 2,37 3,8985 3,25 2,7 4,5 3,2511 химический недожог 5,8 100,8 0,42 40,8 6,23 60,7 4,5 72,24
57,7 64,5 50,21 55,6 с клинкером . . . 5,6 2,69 3,24 4,2
— 234 — 16* — 235 —
Продолжение приложения 4
Показатели Воскресен- ский завод, печь № 2 (феграль, 1961 г.) Пнкалевский завод, печь № 3* (декабрь, 1960 г.) Волковыский завод, печь № 5 (ноябрь. 1962 г.) Кричевский завод, печь № 1 (июль, 1962 г.)
с пылеуносом . . . 13,8 9,55 14,07 87,91
0,7 0,63 •0,75 5,2
> подсосом и воз- 165,9 10,9+41,5 44,12 12,63+88,24
вратным уносом . 9,1 0,72+2,73 2,35 5,8
- потери в окружаю- щую среду и не- 268,2 192+257,27 401,25 228,2
вязка 14,8 12,63+16,95 21.43 13,3
Итого в ккал/кг клинкера . а . 1817,2 1517,89 1871,876 1716,03
* Печь работала на сырьевой смеси с добавлением нефелинового
шлама.
ПРИЛОЖЕНИЕ 5
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ РАЗМЕРОМ 4x50 м
С КОНВЕЙЕРНЫМ КАЛЬЦИНАТОРОМ ЛЕПОЛЬ
Показатели Безмеинский завод, печь № 1 (октябрь, 1964 г.)
Диаметр печи в м Длина » »» Объем печи по футеровке в м3 Поверхность печи по футеровке вл2 Отношение L/DBa Длина решетки конвейерного кальцинатора в м . Ширина решетки конвейерного кальцинатора в м Скорость движения решетки в м/мин Производительность печи в т/ч: за испытание по расчетной мощности > отчетным данным пяти заводов .... Удельные схемы в кг/ч (по данным испытания): с 1 м2 футеровки печи » 1 ж3 объема печи ..... ‘ > 1 ж2 сечения зоны горения Удельный расход условного топлива в кг/кг клин- кера: за испытание по отчетным данным трех заводов Удельный расход сырья в кг/кг клинкера: теоретический фактический Пылеунос в кг/кг клинкера Сырье: влажность титр Химический состав в %: SiO2 A12O3 FejOs СаО п. п. п кремнеземный модуль глиноземный » коэффициент насыщения 4 60 610 680 16,65 24 3,9 0,6—2 27,8 35 26,4 40,9 45,6 2740 0,225 0,202 1,51 1.8 0,29 10,5 74,76 15,2 2,85 3,46 41,62 33,5 2,41 0,82 0,84
— 237 —
Продолжение приложения 5
Показатели
Безмеинский завод, печь
№ 1 (октябрь, 1964 г.)
Клинкер:
Химический состав в %:
SiO2 ...............................
А12О3 .•••«•..........................
Fe2O3.................................
CaO...................................
кремнеземный модуль...................
глиноземный » ..................
Топливо:
вид....................................
удельный вес в г!см? .........
Теплотворная способность в ккал!кг . ... .
Отходящие газы:
температура в град-.
над решеткой горячей камеры кальцинатора
то же, под решеткой....................
над решеткой холодной камеры кальцинатора
то же, под решеткой....................
перед дымососом........................
разрежение в мм. вод. ст.:
над решеткой горячей камеры кальцинатора
то же, под решеткой....................
над решеткой холодной камеры кальцинатора
то же, под решеткой....................
состав газов за обрезом печи:
22,58
5,47
5,19
62,23
2,11
1,05
Мазут
0,9607
9700
920
250
245
170
120
2
100
14
100
24,2
1,2
0,2
74,4
1,06
ПРИЛОЖЕНИЕ 6
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ ВРАЩАЮЩЕЙСЯ ПЕЧИ РАЗМЕРОМ 3,вх51 м
С ЦИКЛОННЫМИ ТЕПЛООБМЕННИКАМИ
Показатели Спасский завод, печь № 1 (апрель, 1963 г.)
Диаметр печи вл Длина »»» Объем печи по футеровке вл3 Поверхность печи по футеровке вл2.... Отношение L/DBK Наружный диаметр циклонных теплообменников в л: I ступени II » III » IV » Площадь сечения газоходов на участках в л2: печь — циклон I ступени I—II ступени II—III » III—IV » Производительность печи в т/ч: за испытание по плановым показателям Удельные съемы в кг/ч-. с 1 л2 футеровки печи » 1 л3 объема печи » 1 л2 сечения зоны горения Удельный расход условного топлива в кг/кг клинкера: за испытание . . . .......... Удельный расход сырья в кг/кг: теоретический фактический Пылеунос в кг/кг клинкера Сырье: влажность в % титр Химический состав: SiOg Fe2O3 СаО MgO п. п. п. 3,6 51 410 510 15,9 4,83 4,83 4,83 2,1 2,67 2,08 1,84 1,37 20 21 39„2 48,8 2485 0,146 1,5 1,56 0,06 0,6 75,5 12,2 4,17 2,29 43,44 1,49 35,99
— 239 —
Продолжение приложения 6
Показатели
Спасский цемзавод, печь № 1
(апрель, 1963 г.)
кремнеземный модуль.....................
глиноземный »...........................
коэффициент насыщения...................
Клинкер:
химический состав:
SiO2 ...................................
AI2O3 ..................................
РеаОз ..................................
СаО ....................................
MgO ....................................
кремнеземный модуль.....................
глиноземный » ...................
коэффициент насыщения...................
Топливо:
внд.........................................
зольность в % ..........................
содержание летучих в % . ...............
влажность (форсуночного) в %............
Теплотворная способность в ккал!кг ........
Отходящие газы:
температура в °C за печью...............
перед циклоном I ступени ...............
То же, II »
» III > . . .....................
» IV »..................
после циклонов .........................
Разрежение в мм вод. ст.:
на входе в циклон I ступит...............’.
То же, II » .............
» III » .............
» IV > .......
перед дымососом . . . . :...............
Состав газов за печью в %:
СО2......................................
О2 .....................................
со ............................
n2......................................
а.......................................
1,89
1,82
1,05
21,03
6,8
3,87
65,16
1,51
1,97
1,76
0,89
Пылеугольное Б+Т
22,6
16,3
3,7
5800
'889
858
768
618
397
301
51
128
211
449
776
27,8
2,3
1,9
68
1,09
Материальный баланс
кг/кг клинкера Расход в - : 70 топливо 0,179 3,8
сырье 1,568 33,8
воздух 2,9
62,4
Итого в кг/кг клинкера 4,647
— 240 —
Продолжение приложения 6
Показатели Спасский цемзавод, печь № 1 (апрель, 1963 г.)
кг/кг клинкера
Приход В 1 • клинкер 1
21,4
0,06
пылеунос 1,3
2,167
сухие отходящие газы
46,8
1,42
водяные пары 30,5
Итого в кг/кг клинкера 4,647
Тепловой баланс » ккал/кг клинкера Приход в у :
1020
химическая энергия топлива
96,95
физическое тепло топлива 2,15
0,2
19,6
то же, сырья *
1,86
11,5
> воздуха
1,09
Итого в ккал!кг клинкера .... 1053,25"
ккал/кг клинкера Расход в п, ' ' •
% 436,48
клинкерообразованне 41,45
испарение воды . 9,5
0,9
с отходящими газами 165
15,7
12,95
» клинкером 1,2
170
> воздухом из холодильника
16,15
» пылеуносом 4,5
0,4
254,82
в окружающую среду и невязка 24,2
Итого в ккал/кг клинкера .... 1053,25
— 241 —
ЛИТЕРАТУРА
1. Арефьев В. А. Использование газообразного топлива в цементной
промышленности СССР. Промстройиздат, 1957.
2. Авдеева А. А. «Теплоэнергетика» № 8, 1959.
3. Аст рее ва О. М. Петрография вяжущих материалов. Госстройиз-
дат, 1959.
4. Бабарыка И. Ф., В а л ю к о в Э. А., М е ш и к А. Ф., III у -
б н н В. И. Усовершенствованная конструкция газовой горелкн для вращаю-
щихся печей цементной промышленности. НИИЦемент, 1960.
5. Банит Ф. Г. Внутрипечные пылеулавливающие устройства. Труды
НИИЦемента, вып. 11. Госстройиздат, 1959.
6. Бернштейн Л. А., Френкель М. Б. Грануляция цементных
сырьевых смесей при сухом и мокром способах производства. Госстройиз-
дат, 1959.
7. Б у т т Ю. М., Шахмагон Н. В. Исследование механизма минера-
лизующего действия кремнефтористого натрия. Труды НИИЦемента, вып. 15.
Экономиздат, 1961.
8. В а л ь б е р г Г. С., Л е в и т о в а С. Л, Шв ы д кий М. Я. Применение
природного газа среднего давления во вращающихся печах. Труды Южгипро-
цемента, сб. 1. Госстройиздат УССР, 1960.
9. Вальберг Г. С. Природный газ в цементной промышленности. Гос-
стройиздат, 1962.
10. В а л ь б е р г Г. С., Ш в ы д к и й М. Я., Г р и н е р И. К. Исследова-
ние работы вращающихся печей на Николаевском цементном заводе. Труды
Южгнпроцемента, вып. V. Госстройиздат, 1963.
11. Воробьев X. С., Холин И. И. Улучшение условий теплопереда-
чи в переталкивающих колосниковых холодильниках. Научное сообщение
НИИЦемента № 9 (40). Госпланиздат, 1960.
12. В у к а л о в и ч М. П., Кириллин В. А., Р е м и з о в С. А., Си -
лецкий В. С., Тимофеев В. Н. Термодинамические свойства газов.
Машгиз, 1953.
13. Волосова Л. Л. «Теплоэнергетика» № 7, 1961.
14. Гатеев С. Б. Теплотехнические испытания котельных установок.
Госэнергоиздат, 1959.
15. Гипроцемент. Контроль производства цемента. Промстройиздат, 1951.
16. Гипроцемент. Теплотехнические испытания печей и сушильных бара-
банов цементной промышленности. Изд. Гипроцемента. Л., 1939.
17. Гордон Г. М., Пейсахов И. Л. Контроль пылеулавливающих
установок. Металлургиздат, 1951.
18. ГОСТ 5439—56. Газы горючие, природные и искусственные. Метод ана-
лиза на газоанализаторе ВТИ-2.
19. Г у г и н В. И., К р е й м е р М. Б. О внедрении в цементную промыш-
ленность концентраторов шлама. Сб. Оргпроектцемента по обмену опытом в
цементной промышленности, № 1, 1960.
20. Г у т о п В. Г. Контрольно-измерительная техника в производстве
'строительных материалов. Промстройиздат, 1954.
— 242 —
21. Дешко Ю. И., Креймер М. Б., КрыхтинГ. С. Измельчение
материалов в цементной промышленности. Стройиздат, 1964.
22. Дешко Ю. И. Техническая консультация, как провести наладку
вращающихся печей с концентраторами шлама, чтобы обеспечить достижение
высоких показателей. «Цемент» № 3, 1963.
23. Димент П М., Виктореиксв В. И., Горбачевич И. Д.
Петросян Г. В., Гринько А. Р. Вращающаяся печь с циклонными теп-
лообменниками (из опыта работы Спасского цементного завода). «Цемент»
№ 1, 1959.
24. Д р а б к и н Г. С., Б р о в а р И. П., Г е л ь ф а н д Я. Е., Ицко-
вич Э. Л. Автоматизация цементных заводов. Госстройиздат, 1961.
25. Е л н з а р о в П. П. Эксплуатация котельных установок высокого дав-
ления на электростанциях. Госэнергоиздат, 1961.
26. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям.
Госэнергоиздат. М.—Л., 1960.
27. К а л н н и ч е н к о В. М. Расчет цепной завесы вращающихся печей.
«Цемент» № 5, 1955.
28. Карабин А. И. Сжигание жидкого топлива в промышленных уста-
новках, Металлургиздат, 1957.
29. Кичкина Е. С., Магницкая В. С., Фрайман Л. А. Резуль-
таты испытаний колосникового холодильника типа «Фолакс». Информацион-
ный бюллетень Гипроцемента «Новое в проектировании цементных заводов и
науке о цементе», № 80—81, 1960.
30. Кичкина Е. С., Фрайман Л. С. Теплотехническое исследование
работы колосниковых холодильников. Труды Гипроцемента, вып. XXV. Гос-
стройнздат, 1962.
31. Коган Л. С. О нормализации минералогического состава клинкера
на цементных заводах. «Цемент» № 5, 1950.
32. Косарева В. М., Шлионский Ю. С., Шаповал Л. А. К во-
просу теплового расчета цепных завес вращающихся печей. Труды Гипроце-
мента, вып. XXIX. Стройиздат, 1964.
33. Крыжановский К- Д-, С о м и н с к и й Е. А. Из опыта наладки и
эксплуатации вращающихся печей с циклонными теплообменниками на Спас-
ском цементно-шиферном заводе. Сб. Оргпроектцемепта по обмену опытом в
цементной промышленности, вып. 5. Госстройиздат, 1963
34. Коленова К. Г. Некоторые особенности использования пыли вра-
щающихся печей, уловленной электрофильтрами. Научное сообщение НИИЦе-
мента, № 7 (38). Госстройиздат, 1960.
35. Комитет стандартов мер и измерительных приборов при Совете Ми-
нистров СССР. Правила 27-54 по применению и поверке расходомеров с нор-
мальными диафрагмами, соплами и трубами Вентурн. Машгиз, 1955.
36. Государственный комитет стандартов, мер и измерительных приборов
СССР. Правила 28-64. Измерение расхода жидкостей, газов и паров стан-
дартными диафрагмами и соплами. Издательство стандартов, 1964.
37. К р а в ч е н к о И. В., А р а п о в а А. С. Пути улучшения технологи-
ческого контроля на цементных заводах. ЦИНИС АСиА СССР, 1959.
38. Курочкин Б. Н. Теплотехнические испытания мартеновских пе-
чей. Металлургиздат, 1960.
39. Лурье Ю. С. Портландцемент. Госстройиздат, 1959.
40. Лебедев Н. Д. Расчет н проектирование сушильных установок.
Госэнергоиздат, 1963.
41. Лыков А. В. Тепло- н массообмен в процессах сушки. Госэнергоиз-
дат, 1956.
42. Лыков М. В. Сушка распылением. Пищепромиздат, 1955.
43. М е ш и к А. Ф., Шубин В. И. Усовершенствованная газовая го-
релка для вращающихся печей. Научное сообщение НИИЦемента № 11/42.
Стройиздат, 1961.
44. Михайлов Н. М. Вопросы сушки топлива на электростанциях. Гос-
энергоиздат, 1957.
— 243 —
45. Неги и ски й М. С. Основы проектирования цементных заводов.
Промстройнздат, 1949.
46. ОРГРЭС. Методика испытаний котельных установок. «Энергия», 1964.
47. П ь я ч е в В. А. Об эффективном использовании пыли из отходящих
газов на цементных заводах. «Цемент» № 1, 1960.
48— 49. Полянский И. М. Внедрение газовых горелок типа ГВП-01 на
вращающихся печах. Сб. Оргпроектцемента по обмену опытом в цементной
промышленности, вып. 5. Госстройиздат, 1963.
50. П о л я ц к н й М. А., Ш а т и л ь А. А., Попова А. М. «Энергомаши-
ностроение» № 4, 1961.
51. Петров Б. А., Юрганов Н. Н., Ельцов Е. В., Болдыше-
ва Н. И., Ф р а й м а н т Л. С., С а ф о н о в Н. А. Пневматический способ по-
дачи в печь за цепную завесу пыли, уловленной электрофильтрами. «Цемент»
№ 2, 1964.
52. Р а в и ч М. Б. Упрощенная методика теплотехнических расчетов. Изд.
АН СССР, 1958.
53. Р и в к и н Г. М. О рациональной конструкции цепной завесы в холод-
ной зоне вращающейся печи. «Цемент» № 5, 1957.
54. Р о я к С. М., Черкасова А. Ф., Песоцкая Е. С. Пути исполь-
зования пылн вращающихся печей. Научное сообщение НИИЦемента
№ 1/32. Промстройнздат, 1957.
55. Р о я к С. М. К вопросу об интенсификации процесса обжига цемент-
ного клинкера. Труды НИИЦемента, вып. 2. Промстройнздат, 1949.
56. Рябцев Н. И. Естественный и искусственные газы. Изд. Министер-
ства коммунального хозяйства РСФСР, 1956.
57. С а т а р и н В. И., Перли С. Б. Движение и обеспыливание газов
в цементном производстве Госстройиздат, 1960.
58. С а т а р и н В. И., В а л ь б е р г Г. С. Мощные цепные завесы во вра-
щающихся печах. «Цемент» Xs 4, 1964.
59. С п е й ш е р В. А. Сжигание газов на электростанциях и в промыш-
ленности. Госэнергоиздат, 1960.
60. Теория и практика сжигания газа. Труды научно-технического сове-
щания. Гостоптехиздат, 1958.
61. Теплотехнический справочник. Госэнергоиздат, 1958.
62. Ужов В. Н. Очистка промышленных газов электрофильтрами. Гос-
химиздат, 1962.
63. Ходоров Е. И. Печи цементной промышленности. Промстройнздат,
1950.
64. Хохлов В. К. Установка концентраторов шлама к вращающимся
печам. Научное сообщение НИИЦемента, Xs 8 (39). Госстройиздат, 1960.
65. Хохлов В. К., К р о й ч у к Л. А. Пути усовершенствэвания кон-
центраторов шлама. Научное сообщение НИИЦемента, Хе 9 (40). Госплан-
издат, 1960.
66. Ц н в и л е в а Е. И. Исследование способа дополнительного питания
вращающихся печей порошкообразным шлаком со стороны головок. Труды
Гипроцемента, вып. XXIX. Стронйздат, 1964.
67. Ч е р е п о в с к и й С. С. Об использовании пыли вращающихся печей.
Научное сообщение НИИЦемента, Хе 6 (37). Госстроиздат, 1959.
68. Шел я кин Ф. М. и Харланов И. П. Развитие хроматографичес-
ких методов анализа. «Заводская лаборатория» Хе 3, 1954.
69— 70. Ансельм В. Пути усовершенствования клинкерообжигатель-
ных печей. Сб. рефератов нз иностранной технической периодической лите-
ратуры, Хе 28. Промстройнздат, 1956.
71. Борнштейн. Теплообменные и пылеулавливающие устройства в
зоне сушки длинных вращающихся печей мокрого способа производства. Сб.
рефератов из иностранной технической периодической литературы, Хе 3.
Промстройнздат, 1958.
72. Деренах В. Регулирование факела горящего топлива во вращаю-
щихся печах. Сб. рефератов из иностранной технической периодической лите-
ратуры, Хе 33. Промстройнздат, 1957.
— 244 —
73. Деренах В. Цепные завесы вращающихся клинкерообжигатель-
ных печей Сб. рефератов из иностранной технической периодической лите-
ратуры, № 36. Промстройнздат, 1957.
74. Э й г е н X. Зависимость между тепловым к. п. д. и коэффициентом
избытка воздуха у вращающихся клинкерообжнгательных печей, работаю-
щих по мокрому способу. Сб. рефератов из иностранной технической перио-
дической литературы, № 32. Промстройнздат, 1957.
75. Клятт Ж. Регулирование работы тарельчатых грануляторов. Сб.
рефератов из зарубежных технических журналов, № 5. Промстройиз-
дат, 1958.
76. С л е г т е н И. К вопросу о кольцеобразовании в цементных вращаю-
щихся печах. Сб. переводов НИИЦемечта, № 5. Промстройнздат, 1958.
77. В е б е р Р. Расчет степени декарбонизации в теплообменных уст-
ройствах вращающихся печей по данным прибора ОРСа. Сб. переводов
НИИЦемента, Xs 1. Промстройнздат, 1956.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение .......................................................... 3
Глава I. Наладка работы вращающейся печи
Общие положения.................................................... 5
Питание печи сырьевой смесью....................................... 8
Сжигание топлива во вращающихся печах.............................. 15
Опыт эксплуатации цепных завес и методика их расчета.............. 27
Опыт эксплуатации внутрипечных теплообменников и рекомендации по
их выбору.................................................... 61
Работа тяго-дутьевых устройств.................................... 71
Обеспыливание печных газов и использование уловленной пыли ... 76
Кольцеобразование во вращающейся печи............................. 86
Особенности наладки вращающихся печей с концентраторами шлама . 90
Особенности наладки вращающихся печей с циклонными теплообмен-
никами ..................................................... • 94
Особенности наладки вращающихся печей с конвейерными кальцина-
торами ............................................... -97
Особенности наладки вращающихся печей с колосниковыми холодиль-
никами ............................ ................. 101
Глава II. Теплотехнические испытания печного агрегата *
Программа и объем испытаний................................. 106
Определение расхода топлива на обжиг клинкера................... 114
Определение теплотворной способности топлива.................... 119
Определение выхода клинкера..................................... 123
Определение расхода сырья....................................... 126
Определение выхода пылеуноса.................................... 128
Определение степени подготовки материала по длине печи и в запеч-
ных теплообменных устройствах................................. 134
Определение качества гранул...................................... 138
Определение температуры отходящих газов и теплоизлучающих по-
верхностей ................................................... 140
Определение потерь тепла в окружающую среду теплоизлучающими
поверхностями ............................................ 143
Измерение давлений и разрежений. . . .........................., 144
Измерение расхода воздуха и газа пневмометрическими трубками . . 147
— 246 —
Определение состава отходящих газов, избытка воздуха и подсосов
его в систему................................................. 150
Измерение потребляемой мощности.................................. 163
Отбор средних проб материалов.................................... 165
Обработка результатов испытаний и составление материального и теп-
лового балансов печного агрегата.......................... 169
Глава III. Испытание дымососов н вентиляторов
Приложения ...................................................... 217
Литература ...................................................... 242
Министерство промышленности
строительных материалов СССР
Оргпроектцемеит
НАЛАДКА И ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ
ИСПЫТАНИЯ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧЕИ
НА ЦЕМЕНТНЫХ ЗАВОДАХ
Тем. план 1965 г. № 43
Стройиздат
Москва, Третьяковский проезд, д. 1
Оформление художника И. И. Карпикова
Редактор издательства М. С. Тютюник
Технический редактор Т. М. Гольберг
Корректор М. А. Медвецкая
Сдано в набор 21/VIII-1965 г. Подписано к
печати 17/1-1966 г. Т-00557. Бумага 60x90'/rt
д. л,—7,75 бум.л. 15,5 печ. л.( уч.-нзд. 15,84 л.)
Тираж 3000 экз. Изд. № А V1-8372 Зак. 74 2142.
Цена 93 к.
Владимирская типография
Главполнграфпрома
Комитета по печати
при Совете Министров СССР
Гор Владимир, ул. Победы, д. 18-0
ЬПЕЧаТКЙ
Стра- । лица Строка Напечатано Следует читать
87 14 снизу
Б8 12 сверху 0,308 л«. 0,308 ж».
93 7—8 сверху пружинными пружинящими
167 1 Снизу газосборник газозаборник
181 1 Снизу СО СО£
203 2 сверху ^со z vco,
224 17 сверху Волга — 50°С Волга — 50С
Зак. 2142