Сушка и обжиг в промышленности строительной керамики - Нохратян К.А.

Author: Нохратян К.А.
Tags: строительные материалы печи керамика строительная керамика
Year: 1962
Similar
Строительные материалы из отходов промышленности
Положение о планово-предупредительном ремонте и эксплуатации оборудования предприятий промышленности строительных материалов. Выпуск 4: Промышленность строительного и технического стекла
Строительные материалы
Text
                    СУШКЛ

ОБЖИГ
КАНДИДАТ ТЕХНИЧЕСКИХ НАУ К

СУШИЛ

ОБЖИГ

В ПРОМЫШЛЕННОСТИ
СТРОИТЕЛЬНОЙ

КЕРАМИКИ

ГОСУДАРСТВЕННОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ. АРХИТЕКТУРЕ
И СТРОИТЕЛЬНЫМ МАТЕРИАЛАМ

МОСКВА-1962
Научные редакторы д-р техн. наук проф. М. Г. СТЕПАНЕНКО,
канд техн наук М. Л!. НАУМОВ.' лауреат Государственной прении
М. И РОГОВОЙ

В книге изложены теоретические вопросы сушки и обжига изделий
строительной керамики. Подробно описаны конструкции отечественных
и некоторых зарубежных сушил и печей, дана их сравнительная технико-
экономическая оценка; приведены рекомендации по улучшению работы
сушил и печей различных конструкций. Приводятся расчеты процессов
сушки и обжига, а также обобщается опыт передовых заводов и научно
исследовательских институтов по скоростным методам сушки и обжига
строительной керамики. Изложены принципы автоматического рсгулирова
пня процессов сушки и обжига, даны конструкции регуляторов, схемы ди
станционного контроля.

Книга предназначена для инженерно технических работников керамиче-
ских заводов.
п

редисловие

Промышленность строительной керамики является довольно обшир-
ной, разнообразной и сильно развивающейся отраслью. В ее составе
находится около 7000 предприятий стеновой керамики, оснащенных сот-
нями искусственных сушил и тысячами туннельных и кольцевых печей.

Интенсивно развиваются отдельные отрасли промышленности:
производство облицовочных глазурованных плиток в семилетии должно
возрасти в 3,6 раза, плиток для полов — в 2,3 раза, санитарного фаян-
са— в 3,4 раза, канализационных труб — в 2,6 раза. В промышленности
работает более 40 тыс. инженерно-технических работников, а ее топ-
ливопотребление превышает 7 млн. т условного топлива в год.

Процессы тепловой обработки в технологии строительной керамики
имеют чрезвычайно важное значение как для качества готовой продук-
ции. так и для экономики производства. Их значение определяется
прежде всего тем, что сушка и обжиг являются завершающими этапами
производственного процесса, и брак, возникший при обжиге изделий,
является в большинстве случаев безвозвратной потерей производства
Довольно значительны и затраты, связанные с осуществлением процес-
сов тепловой обработки керамических изделий. Достаточно сказать, что
в общей себестоимости изделий стоимость топлива находится в преде-
лах: для стеновой керамики — от 20 до 25%, для фаянсовых глазурован-
ных плиток — около 10%, для плиток для полов — около 15%, для фа-
садной керамики — около 10%. Еще более значительны затраты па суш
ку и обжиг полуфабрикатов и готовой продукции. От общей себестои-
мости готовых изделий они составляют: в производстве стеновой кера-
' мики — до 50%, фаянсовых плиток — около 20%, плиток для полов —
около 30%.

Все это обусловливает необходимость особенно квалифицирован-
ного подхода ко всему комплексу вопросов, связанных с процессами
тепловой обработки, начиная с выбора типа и проектирования тепло-
вых установок и кончая их наладкой и эксплуатацией. До настоящего
времени в специальной литературе не было пособия для комплексного
и серьезного изучения тепловых процессов в технологии керамики. Имев-
шаяся литература освещала лишь специфические вопросы теплотехники,
относящиеся к производству отдельных изделий.

Данная книга восполняет этот весьма существенный пробел. Она
является посмертной работой К. А. Нохрагяна, известного широким
кругам инженерно-технических работников промышленности строитель-
ной керамики своими многочисленными и фундаментальными работами
в области специальной теплотехники строительной керамики. В ней ав-
тор как бы подвел итог своей тридцатилетней деятельности в керамиче-
ской промышленности в качестве инженера, исследователя и педагога.

Наиболее ценной особенностью книги является се энциклопедия-
ность. Она комплексно освещает все вопросы сушильной и печной тепло-
техники в производстве почти всех видов изделий строительной керамики
в широком смысле этого слова. В ней достаточно обстоятельно освеще-
ны вопросы, относящиеся к теории процессов сушки и обжига изделии,
дан обзор конструкций всех видов сушильных установок и печей, нашед-
ших практическое применение в производстве строительной керамики,
рассмотрены вопросы аэродинамики сушил и печей, описана весьма под-
робно методика расчета и анализа тепловой работы печей и сушил. Из-
ложение вопросов использования /-^-диаграммы для расчета и анализа
работы сушил является в данной книге наиболее полным из всех имею-
щихся руководств и содержит ряд оригинальных примеров. В книге с
достаточной подробностью рассмотрены вспомогательные элементы и
конструктивные детали печей и сушил; важность систематизации по ним
большого количества зарубежных и отечественных данных трудно пе-
реоценить. Ведь хорошо известно, что от совершенства конструктивных
деталей установки работа ее в ряде случаев зависит больше, чем от са-
мой принципиальной схемы. Последние главы книги посвящены вопро-
сам интенсификации процессов сушки и обжига и в связи с этим рас-
смотрены основы квалифицированной эксплуатации сушил и печей в
производстве изделий строительной керамики.

Научный работник, изучающий теорию процессов сушки и обжига,
найдет в настоящей книге освещение современного состояния указанных
вопросов, а также путей дальнейших исследований в этой важной, но
все еще мало изученной области технологии. Конструктор и проектиров-
щик найдут в ней исчерпывающий обзор и анализ современных оте-
чественных и зарубежных конструкций сушильных и печных установок
Пользуясь этой книгой, теплотехники, проектирующие или испытываю-
щие тепловые установки, могут выполнить наиболее сложные и ответст-
венные тепловые расчеты сушил и печей. И, наконец, заводские работники
в книге найдут основные положения по квалифицированному проведе-
нию процессов сушки и обжига и их интенсификации. Расчетный мате-
риал, который в конечном счете составляет основу инженерного искус-
ства, представлен в книге достаточно широко. Помимо расчетных мето-
дик, книга содержит много справочных данных, сложные формулы
интерпретированы в виде диаграмм и номограмм, существенно облегчаю-
щих расчеты и создающих реальную возможность завершить их с мини-
мальной трудоемкостью.

Почти во всех разделах книги, наряду с изложением отечественного
опыта, освещается в систематизированном виде и зарубежный опыт.

Редактирование книги проводилось уже после кончины автора. По-
этому в ней не удалось устранить некоторые, правда весьма немногочис-
ленные. недочеты, исправление которых требовало участия автора или
согласования с ним. Но и при их наличии книга сохраняет свои неоспо-
римые достоинства наиболее полного и хорошо проработанного пособия
по промышленной теплотехнике керамического производства и несом-
ненно окажет помощь инженерно-техническим работникам в решении
разнообразных вопросов в этой области.

ЛТ. Степаненко. М. Наумов. М. Роговой
Г ЛАВА ПЕРВАЯ

Теоретические основы сушки

КЕРАМИЧЕСКИХ ИЗДЕЛИЙ

Керамические изделия изготовляют различными методами: пласти-
ческим формованием, полусухим прессованием, литьсм и др. Во всех
случаях эти изделия содержат определенное количество влаги, которая
должна быть удалена в процессе сушки.

Сложность процесса сушки керамических изделий объясняется тем,
что при удалении влаги происходит усадка этих изделий, т. е. измене-
ние их объема, вследствие чего может произойти деформация изделий
или могут появиться трещины, ухудшающие внешний вид изделий и их
технические показатели. Это обстоятельство требует подбора рацио-
нального режима сушки.

Теория сушки получила в СССР значительное развитие и может
служить в настоящее время надежной базой для решения вопросов, воз-
никающих в промышленной технике сушки.

1. Тепло- и массообмен

ПРИ ИСПАРЕНИИ ВЛАГИ

В керамической промышленности сушку материалов и изделий
производят исключительно термическим методом, при котором влага
испаряется вследствие теплообмена между сушимым материалом, или
изделиями, с одной стороны, и окружающей средой, или источниками
тепловыделения. — с другой.

Во всех случаях теплообмена мы встречаемся с процессом одновре-
менного переноса тепла и массы (влаги).

Для возникновения процесса переноса необходимо наличие разности
потенциалов того или иного рода: для электрического тока необходима
разность электродвижущих сил, для диффузии веществ — разность их
концентраций, для теплового потока — разность потенциалов переноса
влаги, для испарения влаги с поверхности материала — разность парци-
альных давлений водяных паров и т. д.

Следует отмстить, что при всех процессах переноса разность соот-
ветствующих потенциалов определяется как работа, затрачиваемая для
переноса единицы количества данного вещества от одной точки системы
к другой. Такого рода удельная работа может быть названа зарядом
переноса. Заряд может действовать только лишь в направлении от
большого потенциала к меньшему. Следовательно, при переносе проис-
ходит перераспределение переносимых величин, в результате чего сво-
бодная энергия системы уменьшается.

Для того чтобы между двумя точками данной системы возник теп
ловой или иной поток, необходимо соблюдение двух факторов: наличие
в этой системе подвижных носителей и таких условий, при которых в
результате перераспределения переносимых величин могло иметь место
общее уменьшение свободной энергии системы.

Фактор, определяющий направление потока тепла, называется раз-
ностью тепловых потенциалов между двумя рассматриваемыми точками
данной системы. Как уже отмечалось, при теплообмене разность потен-
циалов оценивается разностью температур.

Единство процессов переноса тепла и массы является законом при-
роды и только совместное рассмотрение тепло- и массообмена может
вскрыть сущность многих явлений, кажущихся необъяснимыми при раз-
дельной оценке этих процессов.

В сушилах и печах происходит непрерывный тепло- и массообмеп
между средой, влагой и твердыми телами по всем видам теплопередачи:
омыванием (конвекцией), теплопроводностью (кондукцией) и лучеис-
пусканием (радиацией).

В подавляющем большинстве случаев все три вида теплопередачи
проявляются одновременно. Однако в зависимости от того, какой из
них имеет превалирующее количественное значение, процесс теплопе
редачи в целом относится к тому или иному способу теплового обмена.
Так, например, в газовых сушилах воздух или дымовые газы нагревают
влажные изделия конвекцией, теплопроводностью к лучеиспусканием,
но теплопередача в данном случае считается конвективной, так как при
низких температурах роль лучеиспускания незначительна, а расход
тепла на нагрев изделий путем теплопроводности ничтожен по сравне-
нию с расходом на испарение влаги путем конвективной теплопередачи.

По данным Л. В. Нестеренко при температуре влажного воздуха
40—60° доля радиации составляет 62% при скорости его 0,15 м/сек и
снижается до 15% при скорости 4 м!сек.

При конвективном теплообмене величина потока тепла, передавае-
мого влаге, испаряющейся с открытой поверхности, определяется ра-
венством:

= «г (*».. — /м) =	ккал .'час,	(1)

где	а, — коэффициент теплообмена в ккал/м2 час град;

Д/=/в.в—/м— перепад между температурами влажного воздуха
и открытой поверхностью влаги.

За счет затраченного тепла испаряется влага и в виде пара перено-
сится с поверхности испарения или из всей массы жидкости (кипение)
в окружающую газовую среду. Этот перенос массы происходит в соот-
ветствии с равенством

?м =	~	кг час,	(2)

где — поток массы вещества в кг/м2 час;

А /7=/7„,—/7„.о— разность потенциалов переноса массы у поверх-
ности испаряющейся влаги и во влажном
воздухе;

хи— коэффициент массообмепа в кг/м2 час единиц потенциала.

Так же как перенос тепла возможен только из среды с боЛес высо-
кой температурой в среду с меньшей температурой, перенос массы (в
нашем случае пара или, точнее, паровоздушной смеси) производится из
среды с более высокой упругостью пара (потенциалом переноса) в среду
с меньшей упругостью пара (с меньшим потенциалом).

При адиабатическом испарении влаги разностью потенциалов пере-
носа пара является разность парциальных его давлений на поверхности
жидкости и в окружающей среде, т. е.

‘ Мв,-Ря.„) = л„ЬРкг чаеммрт. ст..

(2а)

где Ра и Рв.в — соответственно парциальное давление пара на поверх-
ности жидкости, равное давлению насыщенного пара,
и парциальное давление пара в окружающей среде в
лл рт. ст.

Сопоставляя приведенные равенства для теплообмена и массооб-
мена следует отмстить, что их формальное сходство является результа-
том общности, неразрывности самих процессов, отображенных этими
зависимостями.

Частицы жидкости находятся в непрерывном хаотическом тепловом
движении; скорость этого движения и, следовательно, кинетическая
энергия движущихся частиц возрастают с повышением температуры.

Над открытой поверхностью жидкости, которая граничит с окру-
жающей ее газовой средой, также происходит тепловое движение моле-
кул. Кинетическая энергия поверхностных молекул влаги может при
этом настолько возрасти, что часть их, преодолевая силу молекулярного
сцепления, отрывается от поверхности влаги и переходит в окру-
жающую газовую среду. Явление отрыва частиц влаги от се по-
верхности и называется поверхностным испарением. Водяные частицы,
вышедшие из орбиты влияния молекулярных сил, приходят в столкно-
вение с движущимися частицами газа над поверхностью жидкости и с
ранее покинувшими эту поверхность частицами жидкости. В результате
некоторые, из них попадают в сферу действия молекулярных сил жид-
кости, что вызывает явленно, обратное испарению, — конденсацию.

Таким образом, на открытой поверхности жидкости, соприкасаю-
щейся с газовой средой, непрерывно происходит испарение и конденса-
ция. В зависимости от количественного проявления видимым, ощутимым
становится один из этих процессов. Если в единицу времени количество
молекул, оторвавшихся от поверхности влаги, больше количества моле-
кул. вернувшихся к поверхности, то происходит испарение жидкости;
если же соотношение молекул обратное, имеет место конденсация.

Молекулы жидкости, попадая в газовую среду, нс остаются в не-
посредственной близости от этой жидкости, а постепенно диффунди-
руют, проникают в глубинные слои окружающего газа или уносятся его
потоками, если газ движется.

Воздушный поток, омывая поверхность испаряющейся жидкости,
преодолевает определенное тормозящее усилие, возникающее в погра-
ничном слое вследствие трения частиц воздуха о жидкость. Это тормо-
зящее усилие, максимальное непосредственно у поверхности жидкости,
и обусловливает наличие некоторого неподвижного слоя воздуха у этой
поверхности. По мерс удаления от нее в глубь воздушного потока влия-

ние трения уменьшается и скорость потока возрастает.

По закону Ньютона, сила трения на единицу площади пропорцио-

нальна градиенту скорости -— , т. е.

Лг

вечно малом изменении расстояния х
жидкости).

уменьшению скорости при беско-
(в данном случае от поверхности
Чем меньше скорость движения воздуха над поверхностью жидко
сти, тем меньше сила трения. Однако при малых скоростях возрастает
толщина неподвижного пограничного слоя. С увеличением скорости воз-
духа ламинарное (струйное) движение постепенно переходит в турбу
лентное (вихревое), что обусловливает унос застойных воздушных ча-
стиц с поверхности жидкости н уменьшение в результате этого толщины
неподвижной пленки.

Концентрация молекул жидкости в газовой среде тем больше, чем
ближе к поверхности жидкости они находятся. В связи с этим парциаль-
ное давление водяных паров увеличивается с приближением к водяной
поверхности, достигая у последней максимального значения, т. е. давле-
ния насыщенного пара”при данной температуре.

Количество водяных паров, которое диффундирует в воздух, в свою
очередь зависит от количества водяных паров, которое в этом воздухе
уже содержится, так как само явление диффузии вызывается естествен-
ным стремлением паровых и воздушных частиц взаимно выровнять кон-
центрацию.

Общая формула массообмена при испарении влаги представляет
собой по существу формулу Дальтона, устанавливающую связь между
физическими факторами, влияющими на скорость испарения воды с от-
крытой поверхности:

= СА, (Рн - Рп) ‘час,	(3)

п

где рлл — количество воды в кг, испаряющейся за 1 час;

— поверхность испарения в м2,

Р* — давление насыщенного водяного пара при температуре по-
верхности испарения в мм рт. ст.;

Ра—парциальное давление водяных паров в окружающем возду-
хе в мм рт. ст.;

760— нормальное барометрическое давление в мм рт. ст.;

В — барометрическое давление, при котором происходит испаре-
ние, в л»л< рт. ст.;

С. — коэффициент поверхностного испарения.

Если в уравнение (3) подставить Рая =1 м2,

Р„ — Рп= 1 .н.ирт. ст. и В = 760 ммрт. ст.,
то получим:

Чм —

Следовательно, коэффициентом поверхностного испарения С„ при-
нято называть количество влаги в килограммах, испаряющееся в 1 час
при нормальном барометрическом давлении с 1 .м2 открытой поверхно-
сти при разности парциальных давлений пара на поверхности и в окру-
жающей среде, равной 1 ,ч ч рт. ст.

Для подсчета количества влаги, испаряющейся с открытой поверх-
ности, Ширбек даст формулу, в которую непосредственно входят ско-
рость воздуха и температура среды:

Чвя = 0,0234 (Р„ - Р„) • V	<3а

где — скорость воздуха на поверхности воды в м)сек;

Тл — абсолютная температура воздуха.

Остальные обозначения те же, что и в уравнении (3).
Если испарение происходит в условиях, когда воздух протекает нал
трубкой, в которой вода имеет пониженный уровень, то можно пользо-
ваться формулой Стефана:

дм=С„Евл 1? *~Р° г'час,	(4)

п О — Ги

где Л — высота подъема водяных паров от свободной поверхности жид-
кости до края трубки в м.

Коэффициент испарения является величиной, зависящей от многих
факторов, учитываемых тремя безразмерными критериями: Грасгофа
(<дг), Прандтля (Рг) и Рейнольдса (Ке). Критерий Грасгофа характери-
зует движение среды, критерий Прандтля учитывает диффузионные
свойства среды и влаги, критерий Рейнольдса определяет аэродинами-
ческие условия испарения.

В развернутом виде эти критерии имеют вид:

Сг=^-7— — 1; Рг = —;

О2 \ /‘пТ’в '	о	V

где р— ускорение силы тяжести в см/сек2-,
кинематическая вязкость воздуха в см*/сек‘,

!*« и Р-п- молекулярные веса воздуха и смеси паров воды и воздуха у
поверхности испарения в кг/моль-,

Т, н Т„ — абсолютные температуры воздуха и поверхности воды;

уа — скорость воздуха в м/сек\

О — коэффициент диффузии водяного пара в м2/час;

Ь — размер поверхности испарения в направлении движения
воздуха в м.

Ввиду сложной зависимости коэффициента испарения от многочис-
ленных факторов, он определяется экспериментальным путем, причем с
достаточной для практических целей точностью учитывается зависимость
только от скорости воздуха.

Всесоюзный теплотехнический институт имени Ф. Э. Дзержинского
дает следующую зависимость для определения значения коэффициента
испарения при потоке воздуха, параллельном поверхности испарения:

С„ = 31 + и.5с^ /Л.	(5)

"1000	' '

где о» — скорость воздуха в м/сек.

Коэффициент испарения при перпендикулярном потоке значительно
больше, чем при параллельном, так как в первом случае толщина непод-
вижного пограничного слоя уменьшается, вследствие чего облегчается
диффузия паров в газовую среду.

Коэффициент испарения можно определить, пользуясь балансом
тепла, затрачиваемого на испарение. При этом, как и в предыдущих
уравнениях, принимается, что количество влаги, испаряющейся в едини-
цу времени, пропорционально разности парциальных давлений, т. е.

д.л = С„(Р„ — Рп)кг;м* час.

Тепло, затрачиваемое на испарение этого количества пара, равно

<Ь = СИ(Р„ — Р„)1„ккал м2час,	(6)

где /„ — теплосодержание пара в ккал/кг.

2 К. А. Нохратяя	____ д _
Это количество тепла должно быть сообщено испаряющейся влаге
воздухом путем тенлоперехода через пограничный слой.

Если обозначить через — температуру воздуха и через /В1— тем-
пературу влаги, то:

9т ~ «т (/. — /ы) ккал/м* час,	(7)

где аг — коэффициент теплоперсхода от воздуха к поверхности влаги,
выраженный в ккал/м2 град час.

Следовательно, приравнивая уравнения (6) и (7), получим:

«Ч (/. — /«) « Си (Р„ — Р„)
откуда коэффициент поверхностного испарения при данном барометри-
ческом давлении равен:

Си =	,	(8)

«п Р«-Рп

2. Капиллярные свойства жидкостей

Молекулы жидкости, расположенные внутри ее, находятся со всех
сторон под воздействием сил взаимного притяжения между данной мо-
лекулой и ее окружающими. Молекулы же, находящиеся на открытой
поверхности, притягиваются с одной стороны (обращенной к массе жид-
кости) нижележащими молекулами жидкости, а с противоположной
стороны значительно слабее взаимодействуют с молекулами воздуха или
пара, находящимися над открытой поверхностью жидкости. Притяже-
ние между поверхностными и нижележащими молекулами жидкости
сильнее, чем притяжение между ними и вышележащими молекулами
воздуха или пара потому, что молекулы последних расположены значи-
тельно реже, чем молекулы более плотной жидкости.

Вследствие указанного явления поверхностные молекулы всегда
имеют некоторый запас свободной энергии и притягиваются нижележа
щи мн молекулами избыточной силой, достигающей, например, для воды
огромной величины—1-1800 кг!см2. Таким образом, можно упрощенно
представить себе, что масса всякой жидкости затянута тончайшей проч-
ной пленкой из своих периферийных частиц, расположенных на откры
той поверхности.

Если поверхностные молекулы втягиваются в жидкость некоторой
избыточной силой, то необходимо приложить равное ей усилие, чтобы
извлечь частицу жидкости из внутренних слоев в поверхностный. Такое
перемещение молекулы изнутри жидкости па поверхность имеет место
при образовании нового поверхностного слоя, т. е. при растягивании
жидкости в пленку. Затрачиваемая при этом работа, отнесенная к 1 см2
вновь образовавшейся поверхности, называется единицей поверхностно-
го натяжения.

Очевидно

Р —

*П.11	р *

где Р„.н— единица поверхностного натяжения в дин/см Н дина =
=0.001019 г~ 1 мг)-,

— работа, затраченная на образование новой поверхности, в
эргах1;

Г— величина новой поверхности в см2.

। Эрг — единица измерения работы, равная работе силы в I дину на пути 1 еж;
дина—сила, которая маете в I г сообщает ускорение в 1 см/сек1 (соответствует ве-
су 1.0197 мг).
Сила поверхностного натяжения стремится придать жидкости такую
форму, при которой она будет иметь минимальную поверхность при дан
ном объеме, т. е. форму шара. Однако, когда речь идет о более или менее
значительных массах жидкости, это стремление силы поверхностного на-
тяжения парализуется силой тяжести, которая действует на все молеку-
лы без исключения, тогда как действие поверхностного натяжения рас-
пространяется только на ограниченное количество поверхностных моле-
кул. Если же поверхность по сравнению с объемом значительна, действие
сил натяжения становится ощутительным. Поэтому, например, падаю-
щая капля жидкости под действием сил поверхностного натяжения
неизменно принимает форму шара.

Поверхностное натяжение для некоторых жидкостей имеет следую-
щую величину: для ртути - 500, воды — 72.8, глицерина —66 и эфира-
17 дин/см.

В капиллярной системе силе, принимающей уровень воды, противо-
действует сила тяжести этой воды, и равновесие наступает тогда, когда
эти две противоположно направленные силы окажутся равными друг
другу.

Капиллярная сила определяется в зависимости от длины окруж-
ности, по которой вода соприкасается с капиллярной трубкой, и силы
поверхностного натяжения, действующей на единицу длины этой окруж-
ности, т. е. .равна ж/ Рп.«> где (1 — диаметр капиллярной трубки, а Рп.„—
сила поверхностного натяжения. Вес столба воды в капилляре равен
-4- Ау , где Л — высота столба воды над открытой поверхностью в
сосуде (пренебрегая кривизной мениска) в жж, а у— удельный вес во-
ды. При равновесии должно иметь место равенство:

"^п.х = ~ Ау,

4

откуда

Л = — п"- .	(9)

7*

Последнее равенство является математическим выражением закона
Жюрена, гласящего, что высота подъема жидкости в капилляре обратно
пропорциональна диаметру капилляра. При малых диаметрах капилляр-
ных трубок можно достичь значительного подъема влаги. Так, например,
при (/=1 мм чистая вода с температурой 8,5* поднимается на К —
-30,05 мм, при диаметре же 0,002 жж вода с температурой 0° поднимает-
ся на 14 ж.

Пользуясь равенством (9), можно определить величину поверхност-
ного натяжения:

Ра.^^.	(9а)

4

При условиях приведенного примера, т. е. </= 1 жж и температуре
8-5°. Т-1 мг/мм3; следовательно,

р ___ 30,05-1-1 _ 7 к н >; и и

4

Величина поверхностного натяжения, как видно из равенства (9а),
зависит от удельного веса жидкости и, следовательно, достигает макси-
мума при точке замерзания, быстро уменьшаясь с повышением темпера-
туры жидкости.
Рис. 1. Зависимость вязкости
воды и поверхностного натя-
жения от температуры
/ — вязкость:	2 — поверхностное

натяжение

На рис. I приведена зависимость между температурой и вязкостью
воды: здесь по оси абсцисс отложена вязкость (кривая /) в процентах
от ее величины при 0°; кривая 2 дает зависимость величины силы поверх-
ностного натяжения от температуры.

Вязкость воды в капиллярах зависит не только от ее температуры,
но и от диаметра капилляров. Эта зависимость станет ясной, если вспом-
нить сущность понятия о коэффициенте вязкости. Этим термином приня-
то называть сдвигающее усилие, возникающее на единице поверхности
раздела двух слоев движущейся жидкости при изменении скорости дви-
жения на величину единицы скорости. Иначе говоря, коэффициент вяз-
кости характеризует усилие, которое ну-
жно приложить, чтобы взаимно сдвинуть
частицы жидкости. Абсолютная вязкость
выражается в кг сек1мг. Для воды при 0’
1*,л = 186 • 10е кг сек/м2.

Чем меньше диаметр капилляра, тем
больше относительное влияние тормозя-
щего действия его стенок на общую мас-
су движущейся жидкости. С увеличением
диаметра капилляра поверхность его уве-
личивается пропорционально диаметру,
а объем — пропорционально квадрату'
диаметра, поэтому относительное влия-
ние тормозящего действия поверхностно-
го трения стенок уменьшается. Следова-
тельно, уменьшается и сила, необходи-
мая для взаимного смещения частиц
жидкости.

Если стеклянный капилляр ко-
нической формы заполнить водой и

открытые мениски у обоих концов омывать воздухом, то влага начнет
испаряться. Однако малый мениск остается на месте, а большой мениск
перемещается по направлению к узкому концу трубки. Такое односто-
роннее перемещение влаги объясняется разностью сил поверхностного
натяжения в зависимости от разности диаметров капилляра. Как из-
вестно, вода в капилляре имеет вогнутый мениск.

Укажем на свойства вогнутого мениска жидкости в отношении дав-
ления паров этой жидкости. При рассмотрении капиллярной трубки с
сосудом в среде, заполненной насыщенными парами данной жидкости,
легко заметить, что давление пара внутри капилляра над мениском жид-
кости должно равняться давлению пара на той же высоте вне капилля-
ра. Но если это давление сравнить с давлением паров жидкости на
уровне свободной поверхности в сосуде, то разность между ними должна
быть, очевидно, равна весу столба паров жидкости, высота которого
равна высоте подъема жидкости в капилляре, т. е.

.	Ра — Рв = Н-^кг'м7,	(10)

или

Р'„ = Ря — /пнкг л’,	(И)

где Ри — давление насыщенного пара над жидкостью в сосуде в кг/л2;
Р„ — давление насыщенного лара над вогнутым мениском в кг/л2;
ун—удельный вес насыщенного пара;

Л — высота подъема жидкости в капилляре в мм.
Подставляя значенией из равенства (9) в равенство (11), получаем:
р; = ря------------------кг/ж1.	(12)

Эта зависимость показывает, что с уменьшением диаметра капил-
ляра уменьшается давление насыщенного пара над вогнутым мениском.

Представим себе цилиндрический сосуде поршнем, заполненный па-
ром незначительного давления. На дне сосуда имеются капиллярные
трубки различных диаметров. На внутренних стенках капилляров про-
исходит адсорбция пара и образуется слой адсорбированных молекул.
При малых давлениях пара, далекого от состояния насыщения, стенки
капилляров неполностью покрыты этими адсорбированными молекула-
ми. При поднятии поршня давление пара в сосуде возрастает, вследст-
вие чего давление в капиллярах также повышается н увеличивается
степень покрытия поверхности капилляров молекулами.

При некотором давлении пара в сосуде пар в наиболее узком капил-
ляре становится насыщенным, и при дальнейшем подъеме поршня в этом
капилляре пар конденсируется, а давление в сосуде перестает повы-
шаться до тех пор, пока весь капилляр диаметром не заполнится кон-
денсатом. При дальнейшем подъеме поршня давление насыщенного па-
ра достигается во второй капиллярной трубке диаметром </2, а после ее
заполнения конденсатом — в третьей трубке. После заполнения конден-
сатом всех капилляров при дальнейшем повышении давления дости-
гается состояние насыщения в самом сосуде. Описанное явление носит
название капиллярной конденсации.

з.	Влажный газ

В печах и сушилах мы имеем дело с воздухом и дымовыми газами,
которые в сухом состоянии довольно точно подчиняются уравнению
Клапейрона и имеют характеристическую постоянную /? —29,27, если
объем их выражен в кубических метрах, а давление в килограммах на
или ^=2,158, если давление выражено в миллиметрах ртутного столба.-
Если водяной пар, содержащийся во влажном газе, имеет малое парци-
альное давление, или при высоких степенях насыщения низкую темпера-
туру, то в этих условиях он близко подходит к идеальному газу с харак-
теристической постоянной Рв —47 и /?п =3,461. Весовую теплоемкость
водяного пара можно принять величиной постоянной, равной Сп —
=0.47 ккал)кг град.

а) Насыщенный и перегретый пар

Как известно из термодинамики водяных паров, насыщенный пар
при данном давлении имеет строго определенную температуру. Эта зави-
симость показана в табл. 1 при давлениях до I атм (760 мм рт. ст.).
При дальнейшем нагреве влажного насыщенного пара без повышения
температуры тепло затрачивается прежде всего на испарение частиц
влаги, которые в нем могут находиться во взвешенном состоянии до тех
пор, пока пар пе превратится в сухой насыщенный.

После этого температура пара будет продолжать повышаться и. ес-
ли давление его поддерживать без изменения, он будет перегреваться.
Перегретый пар отличается от насыщенного тем, что у него нет опреде-
ленной зависимости между температурой и давлением: при данном дав-
Таблица I

Зависимость между температурой и давлением насыщенного
водяного пара

Темпе- ратура и град.	Давление		Темпе- доура в Г(в1.	Давление		Темпе- рдтури и град.	Давление	
	в кг еле	И мм рт. ст.		в кл еле	и ДЫ* рт. ст.		я кг, см*	В ММ рт. ст.
0	0,0062	4,579	35	0,0573	42,18	70	0,3177	233,7
5	0.0089	6.54	40	0.0752	55,32	75	0,393	289.1
10	0.0125	9,21	45	0.0977	71.88	80	0,483	355,1
15	0,0174	12,79	50	0,1258	92,5!	85	0,59	433,6
20	6,0238	17,54	55	0,1605	118	90	0,715	525,8
25	0,0323	23,76	60	0,2031	149,4	95	0.862	633,9
30	0,0433	•31,82	65	0,255	187,5	1	1,033	760

Ленин перегретый пар в зависимости от степени перегрева может'иметь
различные температуры, превышающие значения, приведенные в табл. 1
Как будет показано в дальнейшем, в сушильных установках мы имеем
дело в большинстве случаев с перегретым паром. В печах в различных
зонах пар бывает и в насыщенном и в перегретом состояниях.

б) Теплосодержание пара

Теплосодержание насыщенного лара складывается из тепла нагрева
жидкости до температуры испарения и тепла испарения (скрытой тепло-
ты парообразования). Значения этих теллот (табл. 2) при данном дав-
лении пара .постоянны, поскольку этому давлению соответствует постоян-
ная температура, и могут быть взяты из так называемых парозых таблиц
(таблицы Молье).

Таблица 2

Теплосодержание насыщенного пара в ккал/кг

Температура в грел.	Теплота жид- кости в ккал; кг	Скрытая теп- лота лирооб* ра во ванна а лкалда	Теплосодер- жание пара в ккал кг	Температура в град.	Теплота жидкости в к кал» кг	Скрыта 1 • лота парооб- । разовоиня о ккал кг	Теллоео дер- жание пара н ккал>кг	| Температура । в град.	•' Теплота 1 жидкости в ккал кг*	Скрытна теп- лота парооб- разовании и ккал-кг	г.е.гюх» я ейеп эшгеж •«Ьвоэоуи»!
0	0	595	595	35	35	576.2	611,2	70	70	556,8	626.8
5	5	592,3	597.3	40	40	537,5	613,5	75	75	551	629
10	10	589,6	599,6	45	45	570.7	615,7	80	80	551.2	631.1
15	15	587	602	50	50	568	618	85	85	.548,2	633,2
20	20	584.3	604,3	55	55	565,2	620,2	90	90	545,3	6X5.3
25	25	581,6	606,6	60	60	562,5	622,5	95	95	542,4	637,4
30	30	573,9	608,9	65	65	559,7	624,7	100	100	539,3	639,4

Как показывает таблица, теплосодержание насыщенного пара по-
вышается с температурой, в то время как скрытая теплота испарения
уменьшается. При некотором критическом значении температуры (3/4 )
и соответствующем ей критическом давлении (225,05 кг/см2) скрытая
теплота парообразования становится равной нулю и вода, будучи нагре-
та до температуры кипения, всей массой мгновенно превращается в лар
без дополнительной затраты тепла.
Теплосодержание насыщенного лара в зависимости от температуры
может быть подсчитано по формуле

<„ = 595 4- 0,47/ц ккал:кг,	(13)

где 595 — теплосодержание насыщенного пара при температуре 0°
в ккал/кг;

10,47 — теплоемкость насыщенного пара в ккал/кг град;
/„—температура насыщенного пара в град.

Теплосодержание перегретого пара при данном давлении представ-
ляет собой сумму теплосодержаний насыщенного пара того же давления
и теплоты перегрева, т. е.

= 1Л + С„ ((„ — /н) ккал кг,	(14)

где Сп -теплоемкость перегретого пара в ккал/кг град;

/п—температура перегретого пара в град.;

(/,—/„) — температура перегрева в град.

Принимая теплоемкость перегретого пара равной теплоемкости на-
сыщенного пара (0,47 ккал/кг град), мы получим

/п = 595 -Ь 0,47т,, -г 0,47 (/„ — /в)	595 + 0,47т,,.

Следовательно, для определения теплосодержания перегретого пара
можно пользоваться таблицами для насыщенного пара, беря температу-
ру <н=^в: максимальная ошибка, которая может быть практически до-
пущена, не превышает 0,2%.

в) Влагосодержание и абсолютная влажность газа

•	Для оценки процесса сушки очень важно знать не только тепло

<	содержание газа, являющегося агентом сушки, но и количество влаги,

заключающейся в нем. т. е. его влагосодержание. При увлажнении газа
-	весовое количество сухого газа остается величиной постоянной, изме-

няется только количество влаги. Поэтому количество влаги принято от-
носить к 1 кг сухого газа, содержащегося в смеси с водяным парам. Кро-
ме того, так как весовое количество водяных ларов во влажном газе не-
велико по сравнению с количеством сухого газа, содержащегося в смеси,
количество этих паров принято выражать в граммах.

Таким образом, влагосодержаписм влажного газа называется коли-
чество водяных паров в граммах, приходящееся на 1 кг сухого газа
(д г/кг). Если количество влаги относить не к 1 кг сухого газа, а к
1 л(3 влажного газа, то это весовое количество влаги называется не
влагосодержанием, а абсолютной влажностью газа.

Согласно закону Дальтона, в 1 л3 влажного газа содержится 1 лг3
водяных паров, вес. которых представляет собой объемный вес этих па
ров при данной температуре смеси и данном парциальном давлении их.

Следовательно, абсолютной влажностью газа называется количество
влаги в килограммах, содержащейся в 1 .ч3 газа, что численно равно
объемному весу водяного пара при данной температуре и данном ее
парциальном давлении.

г) Коэффициент относительной влажности

Важнейшее свойство газа в процессе сушки наиболее наглядно
характеризуется не влагосодержанием. не абсолютной влажностью, а
степенью насыщения газа, определяемой его коэффициентом относитель-
ной влажности ( ? ).
Пусть 1 м3 неполностью насыщенного влажного газа содержит 75 г
влаги при данной температуре /|. Следовательно, абсолютная влажность
этого газа или объемный вес водяных паров, содержащихся в нем, ра-
вен 0,075 кг/м3 (тп).

Предположим, что при той же температуре но в состоянии полно-
го насыщения, газ может содержать максимальное количество влаги,
равное 150 г. Следовательно, максимальная абсолютная влажность га-
за или максимальный объемный вес водяных паров при температуре
может быть равен 0,15 кг/м3 (уш,х ),

Отношение весового количества влаги, содержащейся в 1 м3 влаж-
ного газа при данной температуре, к весу влаги, которая может содер-
жаться в 1 ж3 газа при той же температуре, но при полном насыщении,
называется коэффициентом относительной влажности или степенью на-
сыщения, т. е,

—— или <р = - —100%.

Ттах^

В рассмотренном примере » = 0,5, или 50%.

В печах и сушилах, как уже отмечалось, господствует давление,
отличающееся от атмосферного максимум на несколько миллиметров
ртутного столба. Поэтому в пределах температур до 100°, т. е. до темпе-
ратуры кипения воды при атмосферном давлении, максимальное коли-
чество влаги, которое может содержаться в 1 ж’ газа, определяется объ
емным весом насыщенного пара при данной температуре, т. е.

Ттах; — !«/•

Значение для т„ при соответствующей температуре берется не-
посредственно из паровых таблиц (табл. 3).

Таблица 3

Объемный вес и удельный объем сухого насыщенного пара

Темпе- ратура в грая.	Объемный иге в кг ^е	Удельный объем  В М*К*	Тсмпе- рлтура в грлж.	Объемный вес и хг'лг	Удельный объем и л’ X?	Темпе- ратура в грал.	Объемный нес в кг м*	Удельный объем  Я
0	0,00484	206,5	35	0,0396	25,25	70	0,1979	5,052
5	0,0068	147,1	40	0,05114	19,55	75	0,2416	4,139
10	0.0091	106,1	45	0.С6543	15.28	80	0,2929	3,414
15	0,01283	77,9	50	0,083	12,054	85	0,3531	2.832
20	0,01729	57,8	55	0,1043	9,589	90	0.4229	2,365
25	0,02304	43,4	60	0,1301	7,687	95	0.5039	1,985
30	0,03036	32,93	65	0.1611	6,209	100	0,597	1,675

При температурах выше 100° и атмосферном давлении пар будет
уже перегретым, и 7тлхг=/=7иг  В этом случае 7таж должно быть
подсчитано по формуле Молье для перегретого пара:

т„ -----------------------------------кг ж3,

Т_ 2	1,9-10*	,1Г »	(15)

47,177“ , у*» — /Л \и Юс'
'100.'	\100-

где Т — абсолютная температура пара в СК;

Н — абсолютное давление в кг/м2;

Н' — абсолютное давление в кг/см2.
Считая водяной пар при 'низких температурах и малых степенях
насыщения идеальным газом, можно, пользуясь законом Гей-Люссака,
заменить отношения объемных весов отношением парциальных давле-
ний, т. е. принять

= или	(16)

7и пп

Такое допущение может дать максимальную ошибку в 1—2%, что
вполне допустимо для технических расчетов. При составлении точных
таблиц пользуются равенством

Иногда коэффициент относительной влажности определяют как от-
ношение влагосодержания газа при данной температуре к влагосодер-
жанню при той же температуре, но при полном насыщении, т. е.

? = -у.	(17)

“н

Понятием ? при указанном толковании нельзя пользоваться при
температурах выше точки кипения воды, так как при этом парциальное
давление достигает атмосферного давления и сухой воздух полностью
вытесняется из смеси. В этом случае влагосодержание смеси нельзя от-
носить к сухому газу, количество которого равно нулю.

д) Параметры влажного газа

Рассматривая составные части влажного газа — сухой газ и водя-
ные пары — как идеальные газы, напишем для них в отдельности харак-
теристические уравнения:

Гс». О„ Гси,

где НгиЯп — парциальные давления сухого газа и водяных паров в
кг/м2;

О и Оп— веса сухого газа и водяных паров н килограммах в дан-
ном объеме влажного газа;

/?, и/?„—газовые постоянные газа и водяного пара.

Разделив второе уравнение на первое,

Нп	Оп /?п	Оп

=	-- ИЛИ — —

Нг	Ог А»г	Ог

Но —выражает количество водяных
Сг

] кг сухого газа, т. е.

получим

МпПт

нг/?п 

(18)

паров в кг, приходящееся на

Од	,

— — ------кг кг.

аГ юоо

(19)

Подставляя равенство (18) в равенство (19) и помня, что /?г =
— 29,27, а = 47, получим:

л _ 29.27 «п _ 0 Р99 Л»

1000	47 Нт ' Нт '
откуда

(1 = 622	г/кг.	(19а)

Но, по закону Дальтона,

Нг + на = нси в.

где Нся— полное давление смеси, т. е. влажного воздуха, в кг/см2-,
и — атмосферное давление в кг/м2.

Поэтому

а = 622 -^2— - г кг.	(20)

В-на _В	1

Влагосодержание газа достигает максимального значения при пол-
ном насыщении, следовательно:

<*„.. =-“2 »/«•	(20»)

Как видно по характеру равенства (20а), максимальное количество
влаги, содержащейся в газе при полном насыщении, быстро возрастает
с повышением парциального давления насыщенного пара (//„), а сле-
довательно, и температуры насыщения (/„). Действительно, подсчитав
по этому равенству дтп при разных температурах, получим:

20-	40	60е	80
Н, ,=0.024	0.075	0,203	0,828 кг 'см-
^гпа*~ । $	49,98	156,64	571,34 г кг

Из уравнения (20) можно определить парциальные давления водя-
ных паров и сухого газа:

Н —В	(21а)

с 622 з-Д

Как показывают эти равенства, парциальные давления водяных па
ров и сухого газа зависят от влагосодержания смеси, и, если известны
влагосодержание и барометрическое давление, легко могут быть под-
считаны Я,, и //,, выраженные в тех же единицах, что и барометричес-
кое давление В

К влажному газу могут быть применены уравнения для смеси га-
зов. Теплоемкость влажного газа равна

С„ г - С.+	— С„ ккал/кг сух. возд. град.	(22)

“,т	1 000

Здесь д делится на 1000, так как влагосодержание выражается в
граммах; поскольку влагосодержание относится к 1 кг сухих газов, то
и теплоемкость влажного газа С„,г , подсчитанная по равенству (22),
условно относится к 1 кг сухого газа.

Подставляя значение (Сг =0,21 и Сп=0.47), получим С„.г"0,24+
+0,00047 с/ ккал/кг сух. возд. град.
Если полученную теплоемкость отнести к 1 кг не сухого, а влажно-
го газа, то нужно учесть, что I кг сухого газа содержится в ! + --——кг

влажного газа.

Поэтому

0,24-гО,00047 а

|,-г—	1+0,001 а

Теплосодержание влажного газа при температуре Г, отнесенное к
1 кг заключенного в нем сухого газа, равно

/, г = Сн (Н-— «п ккал'кг,	(23)

в.г и 1Л10	'	>

где /п —теплосодержание пара при температуре / и данном парциаль-
ном давлении в ккал]кг.

Теплосодержание влажного газа при температуре I, отнесенное к
1 кг влажного же воздуха, равно

С„Г + 0,001 <Я„
——— ------------- кка л кг.

(23а)

I + 0,001 а

Газовая постоянная влажного газа равна

*В.Г - Я. + ~~ Яз = 29,27 + 0,047 а.

I ТЛЛу

Объем влажного газа в кубических метрах, отнесенный к 1 кг сухо-
го газа, составит

V _ ^и.,7- _ (29,27 +0,047 4) (< +273)

В,Г =	»»<	Нв.г

Объем влажного газа в кубических метрах, отнесенный к I кг влаж-
ного воздуха, т. е. удельный объем его, равен

у. /?,. + 0,001 (I + 273)
в,г Я„.г(1 + 0,001 4)

Объем влажного таза можно определить также исходя из закона
Дальтона, по которому

I/ — V = V

Если Уп.г отнести к I кг сухого газа, то задача сводится к определению
удельного объема сухого газа при данном парциальном давлении по
характеристическому уравнению

29,27Т .	,„.1

к,. = ——м*кг,	(24)

или же к определению объема водяных паров в количестве 0,001 4 кг
при соответствующем им парциальном давлении по равенству

Уп = —0,0014 л3/кг.	(24а)

Если нужно определить удельный объем влажного газа, то уравне-
ния (24) и (24а) следует разделить на величину (1-1-0,001).

Объемный вес влажного газа представляет собой сумму объемных
весов сухого газа и водяных паров при данном парциальном давлении
и температуре, т. е.

Т..Г - Дг + Ъ, кг'м3.

— 19 —
Пользуясь характеристическими уравнениями, получим

_ = Ли 4. Л"

‘••г ЯГТ^ХВТ'

Прибавим и отнимем в правой части этого равенства величину

V — НГ I I -

Яг7 ЦпТ ЦтТ ЯтТ'

Так как

Нг , Н„ . В

Яг 7 ПтТ Хтт'
то

н,
п,т ‘

Принимая
окончательно:

/?, “ 29,27 и /?„ = 47 и помня, что На = уНя, получим

7».г= —-------0,0129 кг лз

“	29,27	7	'

(25)

Из этого выражения видно, что при неизменных значениях темпе-
ратуры и общего давления, с увеличением коэффициента относительной
влажности газа объемный вес его уменьшается, т. е. при этих условиях
влажный газ легче сухого.

е) Таблицы влажного газа (воздуха)

Приведенные в предыдущем разделе формулы для определения
параметров влажного газа довольно сложны для практического пользо-
вания С целью облегчения расчетов в конце книги прилагаются спе-
циальные таблицы, составленные по точным формулам применительно
к воздуху. Однако всеми этими таблицами можно пользоваться без
каких-либо поправок и при дымовых газах.

В приложении 1 дается так называемая /-(/-таблица Всесоюзно-
го теплотехнического института (ВТИ) имени Ф. Э. Дзержинского.
В этой таблице, являющейся основной при расчетах сушильного про-
цесса, даются теплосодержания (энтальпии) / и влагосодержания <1
влажного воздуха на 1 кг содержащегося в нем сухого воздуха при
среднегодовом барометрическом давлении в центральных областях
СССР (Москва), равном 745 л<л рт. ст., при температурах (/) от —15 до
-+-800° и коэффициентах относительной влажности (<?) от 6 до 100%.

/-(/-таблицей пользуются следующим образом. Пусть температура
воздуха /=55°. Каковы тепло- и влагосодержание его при коэффициен-
те относительной влажности <р = 50%?

При этих условиях на пересечении горизонтали от значения /=55°
и вертикали от значения ф = 50% находим: / = 46,57 ккал/кг Сух. позд. и
</=53,70 г/кг сух. возд. Если значения найденных параметров отнести
к 1 кг не сухого, а влажного воздуха, но нужно разделить их на вели-
чину (1+0,001 (7). Тогда получим:

/' = —!*6.;57— = 44 2* ккал/кг;

I + 0,0537

(/' = --53Д----= 51

I )- 0,0537

• Здесь и в дальнейшем подсчеты произведены на счетной линейке.
В приложении 2 даются значения удельного объема влажного воз-
духа на 1 кг сухого воздуха в кубических метрах на I кг при барометри-
ческом давлении 760 мм рт. ст. в зависимости от температуры и коэф
фициента относительной влажности.

Принимая, как и ранее, / = 55°, ««50%, пользуясь таблицей при-
ложения 2, находим удельный объем влажного воздуха

У».в= 1.03 м*/кг сух. возд.

Для нахождения истинного объема, т. е. объема, отнесенного к 1 кг
не сухого, а влажного воздуха, необходимо разделить полученное зкаче
ние на величину (1 + 0,001 с1):

V, =----М3— =	9

1 + 0,0537

Следует обратить внимание, что /-«/-таблица составлена при ба-
рометрическом давлении 745 мм рт. ст., а таблица удельных объемов —
при давлении 760 .им рт. ст. Однако можно не вводить поправку на дав-
ление, так как ошибка в расчете при этом не превышает 2%.

При необходимости точного вычисления параметров влажного воз-
духа их надлежит определить по вышеприведенным формулам.

Объемный вес влажного воздуха (отнесенный к сухому воздуху)
подсчитывают как величину, обратную удельному объему, пользуясь
той же таблицей приложения 2. В рассмотренном нами примере объем-
ный вес влажного воздуха будет равен

=	1>03л'г ж3 СУХ- возд-

В приложении 3 дается таблица объемных весов влажного воздуха
в килограммах на 1 м3 при барометрическом давлении 760 .ч.и рт. ст. в
зависимости от I и ?. В этой таблице при значениях ?=0 можно по-
лучить объемный вес сухого воздуха в зависимости от температуры

Значения объемного веса водяных паров во влажном воздухе при
барометрическом давлении 760 им рт. ст. в зависимости от I и <? приве-
дены в приложении 4.

Наконец, в приложении 5 даются значения парциального давления
водяного пара во влажном воздухе при барометрическом давлении
760 мм рт. ст. в зависимости от I и? . Так, например, при / = 55° и? =
-50% парциальное давление водяных паров во влажном воздухе по дан-
,	47,2156 + 70,8234

ным таблицы равно------------------ =59,0195 мм рг. ст.

По закону Дальтона парциальное давление сухого воздуха при при-
нятых условиях будет равно

//с.в = 760 — 59,0196 = 700,98 мм рт. ст.

4. Влага и воздух в глине

Глины представляют собой неоднородные (гетерогенные) системы,
в которых обычно совмещаются все три фазы агрегатного состояния:
твердая фаза — собственно глина, жидкая фаза — влага и газообраз-
ная фаза — воздух. Дисперсная глина обладает огромной свободной
поверхностной энергией и поэтому имеет большую адсорбционную спо-
собность, проявляющуюся как в физических, так и в физико-химических
процессах.
Когда глина находится в гигроскопическом состоянии, она способна
физически поглощать влагу. Этот процесс подчиняется законам взаим-
ного молекулярного притяжения. Физико химическая поглотительная
способность глины вызывает более сложную реакцию обмена между
электрически заряженными поверхностями глинообразующих минера-
лов и водой. В этом случае действуют силы не простого молекулярного

Рис. 2 Схема строения мицеллы

притяжения, а силы элек-
трической природы.

Коллоидные частицы
глины при определенных
условиях на своей поверх
ности расщепляются на но-
ны (диссоциируют). Спо
собныс к отщеплению ионы
располагаются вокруг кол-
лоидного ядра двумя слоя-
ми; первичным, примыка-
ющим к поверхности ядрам
тесно с ним связанным, и
вторичным, имеющим срав-
нительную степень свободы.
Этот комплекс ядра с диссо-
циированными слоями на-
зывается мицеллой.

В свою очередь в воде
всегда имеются в раство-
ренном виде вещества, так-

же способные распадаться
на ионы, которые на своей
поверхности соединяются с молекулами воды и образуют так называе-
мые сольватные комплексы. Именно эти комплексы, а пе. ионы, как та-

ковые, адсорбируются мицеллами (рис. 2).

Адсорбированная вода, облегающая мицеллы, называется внешне-
мнцелляриой (интрамицеллярной) влагой. Однако часть влаги может

проникнуть и внутрь мицеллы, в этом случае она называется внутрими-
целлярной (интермицеллярной) влагой.

С коллоидными телами глины сходны следующей своей особенно-
стью: они представляют собой во влажном состоянии упругие» эластич-
ные гели, изменяющие свои размеры с удалением влаги, но сохраняю-
щие до определенной, минимальной влажности пластические свойства.
С капиллярно-пористыми телами глины имеют сходство, заключающееся

в том, что после удаления определенного количества влаги они стано-
вятся хрупкими и могут быть превращены в порошок.

Виды связей и распределения влаги в глине могут быть рассмотре-
ны с различных точек зрения.

Наиболее приемлемая классификация форм связи влаги с материа-
лом предложена академиком П. А. Ребиндером. В основу этой класси-
фикации положена степень прочности связи влаги с частицами матери-
ала. Разбирая вопрос с этих позиций, в глине можно обнару-
жить влагу, связанную химически, физико-химически и физико-ме-

ханически.

Химически связанная влага является влагой кристаллизационной
и может быть удалена из глин при сравнительно высоких температурах,
когда происходит разрушение кристаллической решетки. Об этой влаге
речь будет идти в дальнейшем, в разделе обжига. Здесь отметим лишь.
что влага кристаллизационная имеет наиболее прочную связь с глини-
стыми частицами, по сравнению с двумя другими видами влаги.

*	Влагу, связанную с веществом физико-химически, Ребнндер делит

на адсорбционно-связанную и осмотическн-связанную Адсорбционная
влага притягивается поверхностью мицеллы под действием силового по-
ля этой поверхности и частично проникает внутрь мицеллы. Осмо-
, тически связанная влага является влагой набухания, проникаю
щей внутрь клеток коллоидного тела под действием сил осмотического
давления.

Наконец, влага, связанная физико-механически, подразделяется на
влагу капиллярную и влагу смачивания. Вся влага глины, кроме хими-
чески связанной, может быть удалена в процессе сушки. Однако в этом
случае целесообразно разграничить влагу свободную и связанную.

Разъясним физический смысл такого разделения. Как уже отмеча-
лось. скорость испарения влаги с открытой поверхности прямо пропор
циональна разности парциальных давлений водяных паров в окружаю-
щей среде и на поверхности испарения. Эта закономерность качественно
наблюдается и при испарении влаги с поверхности глины.

Следовательно, в газовой среде с определенными параметрами (тем-
пературой и влажностью), обусловливающими парциальное давление
водяных паров, глина отдает свою влагу до тех пор, пока парциальные
Давления паров на поверхности испарения и в окружающей среде не
сравняются. Тогда влагообмен между глиной и газовой средой прекра-
щается и наступает состояние так называемой равновесной влажности.

Влага, удаляемая из глины до наступления равновесия, называется
свободной. Это — влага, заполняющая капилляры, т. е, влага механи-
чески связанная и влага смачивания. Влага, которая при данных пара-
метрах газовой среды не может быть удалена, называется связанной.
Это — адсорбционная влага и влага набухания.

Термины «свободная влага» и «связанная влага» характеризуют
явление с качественной стороны, так как количество влаги обоих ви-
дов зависит от конкретных условий окружающей среды.

По достижении глиной равновесной влажности в данной среде при
дальнейшем искусственном понижении влажности глина приобретает
неустойчивое состояние и стремится восстановить нарушенную рав-
новесную влажность, поглощая из окружающей среды влагу под дей-
ствием адсорбционной способности; такое состояние называется гиг-
роскопическим.

Всю связанную влагу можно удалить из глины при температурах,
превышающих температуру кипения при данном давлении.

Влагу, заполняющую капиллярную систему, обычно делят на мик-
рокапнллярную и макрокапилляркую.

Макрокапиллярной называется влага, находящаяся в крупных по-
рах, т. е. в порах, радиус которых больше чех» 10-5сж; микрокапил-
лярной называется влага, находящаяся в более мелких порах. Приня-
тое разделение капилляров по величине пор имеет определенный
смысл, так как в мелких капиллярах происходят такие специфические
явления, как капиллярная конденсация, повышение давления насы-
щенного пара над мениском и др.

Влага смачивания наиболее слабо связана с поверхностью вещест-
ва. Размеры и конфигурация капилляров зависят от степени дисперс-
ности глины, геометрических форм и укладки ее частиц.

Вследствие неправильной формы и различных размеров частиц
геометрическое рассмотрение структуры глин нуждается в определен-
ной упрощенной схеме. Примем за идеальную структуру глины такую.
при которой частицы представляют собой шары одинакового диамет-
ра, уложенные с определенной закономерностью. На рис. 3,а показана
наименее плотная укладка подобных шаров. В данном случае линии,
соединяющие их центры, образуют куб и каждый шар соприкасается с
шестью смежными. На рис. 3 показаны четвертые части восьми куби-
чески уложенных шаров. Можно подсчитать, что при такой укладке
объем, занимаемый порами между шаровыми сегментами, составляет
47,64% всего объема ячейки, причем это соотношение нс зависит от
радиуса шаров.

Рис 3. Различные системы укладки шарообразных частиц

Наиболее плотная укладка имеет место при пирамидальной ук-
ладке. При этом ячейки имеют форму ромбоэдров (рис. 3. б) и объем
пор составляет всего лишь 25,95% общего объема, независимо от диа-
метра шаров. Действительная структура глины ближе подходит ко
второй схеме укладки частиц, при которой поры имеют форму, пока-
занную на рис. 3, в.

Приведенные соотношения между объемом, занимаемым глиняны-

ми частицами, и объемом пор

Рис. 4- Стыковое а и канатное
б состояние влаги в порах ма-
териала

дают представление о максимальном ко-
личестве адсорбированной и механиче-
ски связанной влаги.

Отметим некоторые особенности рас-
пределения влаги в реальных капилля-
рах. В абсолютно сухой глине все поры
заполнены воздухом. По мере обводне-
ния глины воздух вытесняется влагой, ко-
торая образует кольцевые пленки вокруг
частиц, постепенно смыкающиеся у сты-

ков этих частиц; это состояние называет-
ся стыковым (рис. 4, а). Между соприка-
сающимися кольцами постепенно обра-
зуется сферическая полость, внутри ко-
торой остается защемленный воздух; это

состояние называется канатным (рис. 4,6). Диаметр сферической поло-
сти с защемленным воздухом равен 0,15 диаметра идеальной сфериче-

скон глиняной частицы.

Математический анализ дает возможность определить соотношение
между объемами пор и влаги в момент, когда водяные кольца прихо-
дят в соприкосновение друг с другом. При плотной укладке частиц
(ромбоэдром) приблизительно 0,25 объема пор заполнено водой, а
0.75—воздухом. Если отнести водяной и воздушный объемы к общему
объему всей идеальной массы, то, как выше было указано, поры неза-
висимо от диаметра частиц при данной укладке составляют 25,95%
общего объема. Следовательно, водой будет занято 6,25%, воздухом
19,7% и частицами глины 74,05% от общего объема.
После наступления канатного состояния, при дальнейшем увели-
чении количества влаги, когда большинство пор полностью заполняю-
тся ею, наступает капиллярное состояние.

При удалении влаги из глины наблюдается обратная картина: пе-
реход капиллярного состояния в канатное, а затем в стыковое. По мере
испарения влаги с поверхности открытых капилляров мениски в них
продвигаются вглубь, вступают в шейки .между частицами; затем, по-
падая в поры, мениски внезапно расширяются и т. д.

Это важное обстоятельство вносит существенное изменение в обыч-
ное представление о капиллярах: сечение реальных капилляров в гли-
не непрерывно меняется от максимума до минимума, а продвижение
влаги в капиллярах происходит квантообразно (пульсирующее дви-
жение).

При определенном количестве введенной влаги, часто называемой
формовочной, глиняное тесто приобретает нормальную (рабочую) кон-
систенцию. Абсолютная формовочная влажность различных глин ко-
леблется в широких пределах от 20 до 35%, возрастая с повышением
пластических свойств глины. При повышении влажности сверх нормаль
ней тесто становится липким, затем приобретает жидкую консистен-
цию. Влага нормального замеса, за исключением связанной ее части,
является свободной влагой, подлежащей удалению в процессе сушки
глины. В сушильной технике часть этой свободной влаги принято на-
зывать усадочной в связи с тем, что усадка изделий происходит при
удалении только определенной части формовочной влаги. Остальная
часть удаляемой в процессе сушки формовочной влаги является вне-
усадочной влагой, поскольку в период ее удаления усадка не наблю-
дается.

Существуют различные методы исследования связи влаги с мате-
риалом: термодинамический, рентгенографический и тензометрический.
Наиболее распространен третий метод изучения связи между влагой и
материалом — тензометрический. По этому методу графически строят
изотермы сорбции (оводнения) или десорбции (обезвоживания), опре-
деляя при данной температуре и степени насыщения окружающей сре-
ды равновесную влажность материала. Для этого навеску материала
помещают в воздушную среду с известной температурой и известным
коэффициентом относительной влажности. В результате длительного
взаимодействия с воздухом влажность материала уменьшается или
увеличивается (в зависимости от первоначальной влажности и конкрет-
ных значений параметров окружающей среды) и устанавливается рав-
новесное состояние между материалом и воздухом. Такое состояние
наступает тогда, когда прекращается дальнейшее изменение влажности
материала. Установившуюся влажность материала можно изменить,
повышая или понижая температуру и относительную влажность воз-
духа, пока при изменившихся параметрах не установится новое равно-
весное состояние.

Регистрируя влажность материала при различных коэффициентах
относительной влажности и данной температуре, можно построить ряд
изотерм для различных значений температуры воздуха. Они называ-
ются изотермами сорбции, если влажность материала повышается, и
изотермами десорбции, если влажность материала понижается.

Соотношение между парциальным давлением паров на поверхно-
сти глины и в окружающей среде при увлажнении глины остается тем
же, что и при обезвоживании. Однако если характеризовать количест-
венное изменение парциального давления изменением степени влаж-
ности глины (ввиду несомненного наличия функциональной зависимо
сти между ними), то можно убедиться, что эта зависимость при ув-
лажнении и обезвоживании глины различна.

На рис. 5 приведена зависимость между этими двумя величинами
для десорбп.ин (линия ДЕБА) и сорбции (линия АБВГ) кирпичной гли-
ны при постоянной температуре 20°.

Изучение равновесной характеристики глин при обезвоживании
(десорбции) представляет большой практический интерес с точки зре-
ния режимов сушки. На рис. 6, а
Г Т~| | Г“| ГП I ГТ П представлены кривые равновесной

бламноето И г	ЮР г глане><

Рис, 5. Диаграммы сорбции и десорб-
ции глипы

влажности глины средней пластич-
ности (сплошные линии) при опре-
деленных температурах (изотермы).
Эти кривые показывают, что равно-
весная влажность зависит от темпе-
ратуры. При данном коэффициенте
относительной влажности ( ?—
=сопа1), с повышением температу-
ры уменьшается равновесная влаж-
ность глины. Судя по этим кривым,
если в сушиле, например, конечная
температура воздуха равна 55° при
влажности около 20%, то равновес-
ная влажность изделия составляет

всего лишь 1%. Такой сырец, буду-
чи выгружен из сушила в среду с температурой воздуха 25° и влажно-
стью 60%, окажется в гигроскопическом состоянии и неизбежно начнет

поглощать влагу из окружающей среды, пока не наступит равновесная
влажность, равная 4.5%. Для того чтобы изделие выгружалось из су-
шила с равновесной влажностью, соответствующей параметрам внеш-
ней среды, указанным выше, в сушиле конечные параметры теплоноепте

Рис. 6. Кривые равновесной влажности различных глкн

I — 100% глины; 2 — 80% глипы » 20% шамота; 3 — 40% глины -гС0% шамога. 4 — 20% гли-
ны шамота

ля должны быть иными, чем были приняты в нашем случае; например,
температура 55° при влажности, близкой к 60%, или температуре 30°
при влажности 70%. На рис. 6.а пунктирной линией показана изотерма
десорбции (7 = 35°) для более пластичной глины: с повышением пластич-
ности, как и следовало ожидать, равновесная влажность повышается.

На рис. 6,6 и 6, в показаны изотермы десорбции для чистой ча-
сов-ярской глины при различных температурах и для шихты с различ-

ай
ными содержаниями шамота из той же глины при температуре 75°. С
увеличением количества шамота снижается равновесная влажность. В

приведенных случаях проявляется зависимость равновесной влажности
от адсорбционной способности материала: с повышением пластичности

увеличивается дисперсность глины, а шамот, являясь обожженной мас-
сой, имеет очень низкую гигроскопичность по сравнению с сырой глиной.

Суммируя все, что бы

ло сказано о различных
видах влаги в глине, це-
лесообразно составить
технологическую класси-
фикацию влаги, т. е. клас-
сификацию, исходящую
из различных стадий суш-
«ки влажной глины. Такая
классификация показана
на рис. 7. Для большей
наглядности па этом ри-
сунке даются не только
качественные характери-
стики, но и количествен-
ные показатели различ-
ных видов влаги для од-
ной из наиболее распро
странепной в керамиче-
ской промышленности
глины Часов-Ярского ме-
сторождения. Принимая
во внимание, что дегид-
ратацию глин все шире
применяют в современ-
ном производстве, эта
стадия обезвоживания
также учтена в приводи-
мой схеме. За 100% при-
нят вес глины, высушен-
ной до нулевой остаточ-
ной влажности. В таком
состоянии в часов-ярской
глине содержится 8.91%

Рис. 7. Технологическая классификация влаги
в часов-ярской глине

химически связанной вла-
ги и очень незначитель-
ное количество выгораю-

щих веществ. После дегидратации вес глины снижается до90,85%. Фор

мовочная влажность равна 32%, следовательно, вес технически влажной
глины составляет 132% к абсолютно сухому весу.

При параметрах воздуха в сушиле <=55° и о =55%, равно
вссная влажность может быть оценена в 5,5%. Тогда количество сво-
бодной влаги определяется в 26,5%. а связанной влаги — 5,5%. Из об-
щего количества формовочной влаги (32%) в период сушки удаляется
26,5% по отношению к сухому весу глины, причем 13,2% влаги явля-
ется усадочной влагой и почти такое же количество внеусадочной.

Говоря о влажности глины природной, или в состоянии технически
обработанной, а также о влаге изделий не обожженных, всегда имеют
в виду всю влагу, за исключением химически связанной.
Обозначим вес влажного материала через сухой массы это-
го материала через Осм и содержащейся в ней влаги через О„.л. Ко-
личество влаги, отнесенное к весу влажного материала в процентах,
называется относительной влажностью:

№0=^100%.	(26)

То же количество влаги, отнесенное к весу сухой массы материала
в процентах, называется абсолютной влажностью:

«,. = ^100%/	(26а)

Деля равенство (25) на (26), получим

К'о ____

0<.м + О».д । О».ы

Ос.

Имея в виду, что Ов.м = С7с.м-|-Ов.Л, получим

Д'о = Ос.» _	1

Л'а Ос.м + Ов.в Ч в. л

1 л—

бс.й

Умножая числитель и знаменатель правой части последнего ра-
венства на 100, получим

Откуда

____100______ 100

100-^100	,00 + “’*

^с.м

Аналогично находим:

100

0	100 —а>а

(27)

100 в>0
и-’а — —

(28)

ил» — а>0

Вес сухой массы остается постоянным в течение всего процесса
сушки или увлажнения материала, поэтому удобнее оперировать тер-
мином «абсолютная влажность»; но так как в заводской практике ча-
сто применяют термин «относительная влажность», то во избежание
ошибок при подсчетах желательно четко оговаривать каждый раз, ка-
кая влажность имеется в виду.

Можно пользоваться не процентными содержаниями влаги в мас-
се, а абсолютными весовыми количествами се, отнесенными к весу
массы. Весовой концентрацией влаги называется количество влаги в
граммах, приходящейся на 1 г сухой глины. Эта концентрация выра-
жается в г/г.

Мы уже отмечали, что глина в обычном состоянии представляет
собой трехфазную систему: сухое вещество, вода и воздух. Воздух, со-
держащийся в глине, также может быть дифференцирован по степени
устойчивости связи его с глиной, как это мы установили в отношении
влаги. Часть воздуха находится в глине в виде адсорбированного мик-
родисперсного газа, остальная часть — в виде механически захвачен-
ного или «растворенного» во влаге.

Глина адсорбирует газы в значительных количествах, которое за-
висит от природы минеральных частиц и их дисперсности, а также от
природы адсорбируемых газов. Кроме того, на адсорбцию газов глина-
ми действуют такие факторы, как степень насыщенности окружающей
среды водяными парами, давление и температура этой среды, наличие
в самой глине электролитов и др. Отдельные газы, входящие в состав
воздуха, адсорбируются глинами с различной степенью интенсивности;
наиболее интенсивно адсорбируется кислород, наименее — азот. Влия-
ние дисперсности глин на количество адсорбируемого газа настолько
значительно, что по изотермам адсорбции определяется удельная по-
верхность глин. Запесочеиная глина при влажности 0,5% адсорбирует
воздух в количестве 4,5 си3 на 100 г глины; с повышением влажности
до 2,5% количество поглощаемого воздуха снижается до 0,1 еле3.

Представляет большой интерес вопрос о связи между адсорбцией
влаги и воздуха глинами, т. е. вопрос о том, при каких степенях сорб-
ционной насыщенности глины влагой практически прекращается воз-
можность поглощения воздуха. П. П. Будников и И. А. Альперович
указывают, что при относительной влажности атмосферы 80—90%, т. е.
при почти предельной нейтрализации адсорбционных сил глинистых
частиц молекулами воды, трудно ожидать успешной конкуренции хи-
мически неактивных молекул газов за место на поверхности адсорбен-
та. Молекулы газов будут адсорбироваться по мере уменьшения упру
гости паров воды в атмосфере.

Воздух, захваченный глиной механически, в процессе обработки,
заполняет часть объема капилляров; при определенных условиях к это-
му воздуху может присоединиться также часть воздуха, находящегося
в воде в «растворенном» виде. Образующиеся пузырьки воздуха иног-
да полностью занимают все сечение капилляра (защемленный воздух)
и нарушают непрерывность заполнения его влагой.

5.	Тепло- и массообмен влажных

МАТЕРИАЛОВ

Как уже отмечалось, потенциалом переноса тепла является тем-
пература, причем этот потенциал поддается косвенному измерению. По
температуре подсчитывают тепловой поток или теплосодержание. В
отличие от температуры потенциал влажности материала еще не мо-
жет быть определен измерением. В этом случае непосредственно опре-
деляют массосодержание материала, а потенциал находят расчетным
путем. Следует иметь в виду, что само влагосодержание материала не
является потенциалом переноса; иначе говоря, влагосодержание ана-
логично не температуре, а теплосодержанию.

Что же представляет собой сравнительно новое понятие — потен-
циал переноса вещества в сушимом материале, какое физическое со-
держание вкладывается в это понятие?

Нагретое тело, если можно так выразиться, находится под опреде-
ленным температурным напряжением. При соприкосновении этого тела
с менее нагретым телом в них происходит постепенное выравнивание
напряжений. Следовательно, температура является мерилом энергети-
чески напряженного состояния нагретой массы.

Влага в материале также находится с ним в определенном энер-
гетическом взаимодействии. Частицы глины, в силу адсорбционной
способности их, обволакиваются сольватными комплексами воды. На
молекулярные пленки воды со стороны частицы глины действуют зна-
чительные силы притяжения, величина которых зависит от химическо-
го и физического строения частицы и ее величины.
Для удаления с адсорбирующей поверхности молекул воды нужно
приложить усилие, превышающее указанные силы притяжения, т. е.
необходимо совершить определенную внешнюю работу. В соответствии
с величиной этой работы возрастает потенциальная энергия удаляемой
частицы, так же как возрастает потенциальная энергия шара при на-
тяжении резины, при помощи которой оп привязан к некоторой массе.
В описанном случае частицы влаги находятся в энергетически напря-
женном состоянии, причем величина напряжения определяется потен-
циалом переноса. Если частица влаги не вышла за сферу влияния мо-
лекулярного притяжения (если резина, к которой привязан шарик, не
оборвалась), то по прекращении действия внешних сил эта частица
влаги возвращается па поверхность частицы глины и потенциальная
энергия преобразуется в энергию связи.

Влажная глина представляет собой совокупность частиц, покры-
тых полимолекулярными водяными пленками. Сила притяжения, испы-
тываемая отдельными молекулами воды, зависит от радиуса частиц
(дисперсности) глины и толщины полнмолекулярных пленок. Между
частицами влаги, находящимися в этом отношении в различном со-
стоянии, в различном энергетическом напряжении, проявляется раз-
ность потенциалов, обусловливающая перенос вещества от мест с
большим потенциалом к местам с меньшим потенциалом до тех пор,
пока не наступит энергетическое равновесие системы. Подобное дейст-
вие возникает пе только под влиянием адсорбционных, но и иных сил
взаимодействия между глиной и находящейся в ней влагой, а также
влагой и окружающей глину внешней средой.

Как уже отмечалось, само влагосодержание материала не явля-
ется потенциалом переноса вещества, о чем свидетельствует то обстоя-
тельство, что в общем случае, когда речь идет о перемещении влаги из
одного материала в другой, перенос может происходить из среды с мень-
шей влажностью в среду с большей влажностью.

Для уяснения этого обстоятельства рассмотрим пример, заимст-
вованный у А. В. Лыкова. На рис. 8, а условно показано распределение
температур и теплосодержаний при тепловом равновесии биметалли-
ческой среды — свинец и сталь. Эти два металла резко отличаются
друг от друга величиной теплоемкостей, т. е. затрат тепла для подня-
тия па Г температуры единицы их веса. Теплоемкость стали равна
округленно 0,11, а свинца 0,03 ккал/кг град в интервале температур от
0 до 100°. При тепловом равновесии они имеют одну и ту же темпера-
туру (50°), однако теплосодержание свинца равно 1,5 ккал!кг, а ста-
ли 5,5 ккал) кг, поэтому на границе соприкосновения этих тел тепло-
содержание испытывает резкий скачок.

На рис. 8,6 показано распределение аналогичных параметров (по-
тенциал переноса влаги и влагосодержания) для двух разнородных
тел — фильтровальной бумаги и торфа. При влажностном равновесии
этих тел, т. е. когда прекращается перемещение влаги в состоянии их
соприкосновения, потенциал переноса вещества в условном исчислении
равен 180 единицам. Однако равенство этого параметра в данном слу-
чае не означает равенства другого параметра — влагосодержания. Не-
посредственным определением устанавливается, что влагосодержание
фильтровальной бумаги составляет всего лишь 0,5 кг/кг, а торфа —
2,1 кг/кг. Разобранная часть примера показывает, что теплосодержания
двух металлов при одной и той же температуре различны вследствие
различия их теплоемкостей.

Очевидно и у двух влажных тел при равном потенциале переноса
массы влагосодержания не равны, так как в них содержатся различ-
ныс количества влаги, приходящиеся на единицу потенциала. Это ко-
личество влаги, по аналогии с теплоемкостью, назовем вл а гоем костью.

Тогда, подобно тому, как теплосодержание тела при температуре
/° определяется по равенству 1 = с( ккал/кг (где с -средняя теплоем-
кость в температурном интервале от 0 до 1°), влагосодержание. тела
можно определять по равенству:

= иП,

где и — средняя влажность тела в интервале потенциалов переноса
массы в условных единицах от 0 (что соответствует влагосо-
держанию абсолютно сухого тела) до П.

Расстояние от плоскости
соприкосновения

Свинец Стопи

1’6,0 Ь-тЧО

1-200"	100

Песок 4^7, Пп^00	Торф и-зос7в  П-350

Рис. 8. Тепло- и массообмсн в системе соприкасающихся разнородных тел

На рис. 8,в показана та же пара металлов (свинец и сталь), но
при различных температурах. Несмотря на то, что теплосодержание
свинца почти в 2 раза меньше теплосодержания стали, перенос тепла
происходит от свинца к железу, так как температура в первом случае
выше, чем во втором. Аналогично ведут себя и влажные материалы.
На рис. 8, г показаны соприкасающиеся массы песка н торфа, имею-
щие различные влагосодержания и потенциалы переноса вещества
Влага перемещается из песка в торф, т. е. от большего потенциала к
меньшему, хотя песок содержит влаги 10%, а торф — 300%.

6.	Перенос влаги в глине

Скорость и характер перемещения влаги внутри сушимого мате-
риала зависит от вида связи влаги с этим материалом. Влага в глине
может перемещаться как в виде жидкости, так и в виде пара под дей-
— 31 —
сгинем различных сил: разности концентрации, осмотического давле-
ния, капиллярных сил.

Под действием разности концентрации пар или жидкость переме-
щаются от мест с большей концентрацией к местам с меньшей кон-
центрацией. Такое перемещение является следствием стремления мо-
лекул в своем броуновском движении распределиться равномерно и
называется внутренней диффузией.

Перемещение пара или влаги под действием осмотического давле-
ния возникает тогда, когда они заполняют ячейковую структуру мате-
риала с проницаемыми стенками и по тем или иным причинам меняет-
ся разность давления по обе стороны от стенки.

Капиллярное поднятие протекает под действием градиента влаж-
ности. При сушке глины возможны все перечисленные виды перемеще-
ния влаги, поэтому неточно считать, что при сушке влага перемещает-
ся из внутренних слоев глины на ее поверхность под действием сил
внутренней диффузии. Обобщая все виды перемещения, точнее будет,
по аналогии с теплопроводностью, пользоваться понятием влагопро
водности сушимого материала.

По аналогии же с теплопроводностью, влагопроводность можно
определить по уравнению Фурье

= КТо	(29)

аг

где л — количество перемещающейся влаги в кг\
г — время перемещения влаги в час.;

—весовая концентрация влаги в глине в кг/кг;

в—отрезок нормали, по которой перемещается влага;

К — общий коэффициент влагопроводности;

Р— площадь, через которую перемещается влага, в ж2;

7о — вес абсолютно сухого вещества в кг!м,й\

—Ях*.— поток перемещающейся влаги в глине:

---------градиент влажности в направлении перемещения влаги, т. е.
разность концентрации влаги на бесконечно малом пути.
Таким образом, это уравнение выражает ту мысль, что скорость
миграции влаги в сушимом материале под действием всех перемещаю-
щих ее сил равна общему коэффициенту влагопроводности, умножен-
ному на градиент влажности. Общий коэффициент влагопроводности
Д' представляет собой сумму частных коэффициентов, т. е. коэффициен-
тов влагопроводностей, обусловливаемых диффузионным, осмотическим
и капиллярным перемещением влаги в виде пара и жидкости. Этот
коэффициент не поддается пока теоретическому определению, так как
неизвестно точное соотношение между количествами различных видов
влаги по форме связи, а также между количествами влаги, перемеща-
ющейся при сушке влажного материала в виде пара и жидкости. Мож-
но утверждать, что влага перемещается преимущественно в виде
жидкости в период сравнительно высокой влажности сушимого мате-
риала и в виде пара низкой влажности.

А. В. Лыков экспериментально определил коэффициент влагопро-
водности для некоторых глин. Этот коэффициент оказался зависящим
от влажности и температуры массы при влажности ниже гигроскопи-
ческой и только от температуры — при влажности выше гигроско-
пической.
Коэффициент влагопроводности может быть определен следующим
образом. Интенсивность сушки равна:

т =	кг /л’ час,	(30)

где е?вл — количество удаленной влаги в кг\

Г—поверхность испарения в ж2;

г — длительность испарения в час.

С другой стороны, по основному уравнению Фурье для влагопро-
водности:

т = Дщ,	(31)

где К — коэффициент влагопроводности;

Да» — -----градиент влажности.

Следовательно,

7; -к-гоД*.

откуда

При обработке экспериментальных материалов по этим формулам
А. В. Лыков пришел к следующему, очень важному выводу: с увеличе-
нием влажности среды, градиент влажности уменьшается, если ско-
рость сушки сохраняется на одном и том же уровне. Следовательно,
если

т = — = сопз1,
Рг

а Дщ уменьшается, то должно обязательно увеличиваться значение Г.
т. е. площадь испарения. Этот, на первый взгляд парадоксальный, вывод
приводит к заключению, что фактическая поверхность испарения не рав-
на геометрической поверхности: фактическая поверхность распростра-
няется внутрь сушимого материала на определенную глубину, образуя
не поверхность, а зону испарения.

На коэффициент влагопроводности влияет определенным образом
температура. По данным Я- М. Миниовича, при влажности керамиче-
ской массы (45% часов-ярской глины и 55% шамота) выше гигроско-
пической, коэффициент влагопроводности не зависит от влажности, а
зависит только от температуры, а именно:

(32)

При влажности ниже гигроскопической К зависит и от влажности
и от температуры.

До сих пор мы рассматривали влагопроводность материала под
действием градиента влажности при постоянной его температуре. Од-
нако перемещение влаги в материале происходит и под действием гра-
диента температуры.

Явление термодиффузии, т. е. перемещения газов и солей в раство-
рах под влиянием разности температур, было установлено давно.
А. В. Лыков впервые обратил внимание на перемещение влаги в мате-
риале (в частности, в глине) в направлении теплового потока, под дей-

3 К. А. Нохратян

— 33 —
Рис. 9. Воздух, «защем-
ленный» в капилляре

станем температурного градиента. Это перемещение происходит под
действием различных усилий, вызываемых градиентом температур, а
именно, разностью сил молекулярного движения и разностью сил поверх-
ностного натяжения в капиллярах.

Кроме того, как показал Г. И. Покровский, влага перемещается в
капиллярах материала при наличии температурного перепада под вли-
янием «защемленного» воздуха. Часть возду-
ха, находящегося в капиллярах, может ока-
‘заться изолированной от наружной среды.
При наличии температурного градиента дав-
ление в пузырьках «защемленного» воздуха в
местах материала с большей температурой бу-
. дет выше, чем в местах с меньшей темпера-
турой. Вследствие этого пузырьки «защемлен-
ного» воздуха как бы проталкивают влагу в
направлении теплового потока, под действием
разности указанных давлений (рис. 9).

По аналогии с общим коэффициентом
влагопроводности можно ввести понятие о
частном коэффициенте термовлагопроводно-
стн Ъ, характеризующем градиент влажности
в материале в процентах при разности темпе-
ратур в Г.

Обычно при сушке в газовой среде напра-
вления градиента влажности и градиента тем
пературы бывают противоположными. Следо
вательно, общий поток влаги будет равен раз-
ности потоков под действием градиента влаж
ности и градиента температур. Если влагопро
водность более интенсивна, чем термовлаго-
проводпость, то влага будет перемещаться в
направлении падения влажности материала,
преодолевая сопротивление этому продвиже-
нию со стороны термовлагопроводности.
А. В. Лыков экспериментально показал, что
при термодиффузии влага мигрирует только
в виде жидкости, а не пара.

Рассмотрим теперь процесс испарения вла-
ги при сушке.

Испарение влаги с поверхности материа-

ла происходит за счет тепла, получаемого из окружающей среды. При
радиационной теплопередаче лучистая энергия преобразуется в тепло на
поверхности материала и быстро поднимает его температуру. При кон-
векционной теплопередаче тепло воспринимается материалом медлен
нее вследствие сопротивления стационарного пограничного слоя. Теоре-
тический процесс испарения влаги представляет собой адиабатический
процесс, поскольку теплота испарения возвращается с паром в газовую
среду. Практический процесс испарения сопровождается различными
потерями тепла, как-то: на пагрев материала, в окружающую среду и др.
Омывая влажную глину снаружи газами, имеющими определен-
ный потенциал влагопоглошения, мы создаем разность парциальных
давлений водяных паров на поверхности материала и в окружающей
среде. Под действием этой разности давлений происходит испарение
влаги с поверхности материала; образующиеся пары диффундируют в
окружающую среду. Вследствие испарения влаги с поверхности мате-
риала возникает градиент влажности между этой поверхностью и
глубинными слоями и под действием этого градиента приходит в движе-
ние механизм влагопроводности. Поверхностное испарение и вызывае-
мая им влагопроводность в материале продолжают протекать до тех
пор, пока не наступит влажностное равновесие между материалом и
омывающими его газами, т е. пока нс будет удалена вся свободная

влага.

Характерные особенности влагоотдачи
сушимого материала четко обнаруживаются
при сушке в газовой среде с постоянными
параметрами. Если при этом процесс влаго-
отдачи глины графически изобразить в ко-
ординатах время — процент влажности ма-
териала, то получится характерная 8-образ-
иая кривая (рис. 10. а). Если же процесс
построить в координатах влажность — ско
рость сушки, то получим более сложную
кривую (рис. 10, б)*. Скорость сушки вна-
чале быстро достигает некоторого постоян-
ного значения (точка /); начиная с крити-
ческой точки 2, скорость сушки падает и
становится равной нулю при достижении
равновесной влажности. У глин после пе-
риода постоянной скорости наступает пери
од падающей скорости, протекающий по
кривой 2—3, обращенной к оси абсцисс сво-
ей выпуклостью. Во многих случаях второй
период сушки протекает по ломаной линии,
обнаруживая вторую критическую точку 2,
как это показано пунктиром на рис. 10, б.
Критическая точка 2 наступает тогда, когда

Рис. 10. Кривые сушки гли-
ны

влажность па поверхности глины становит-

ся равной гигроскопической влажности. Вторая критическая точка 2 со-
ответствует влажности, когда капиллярное состояние влаги заменяется
канатным состоянием. У большинства глин гигроскопическая влажность
совпадает с влажностью при канатном состоянии влаги и поэтому обе
критические точки сливаются в одну.

На рис. 10 приводится также кривая температур изделия. В самом
начале изделие прогревается до температуры мокрого термометра; за-
тем, в течение всего периода постоянной скорости, температура не из-
меняется и только с началом периода падающей скорости изделие про-
должает нагреваться и температурная кривая асимптотически прибли-
жается к температуре окружающей среды.

7.	Коэффициенты переноса тепла и массы

Перенос тепла и массы в процессе сушки количественно определя-
ются теплофизическими и гигроскопическими характеристиками влаж-
ного материала. К теплофизическим характеристикам относятся коэф-

♦ При сопоставлении кривых влагоотдачи и скорости сушки, показанных на
рис. 10, а и б, последнюю кривую следует читать в обратном направлении по сравне-
нию с кривой влагоотдачи, «мея в виду, что влажность материала уменьшается я
процессе сушки.
фициенты теплопроводности ( X ккал/м, час град), температуропровод-
ности (а м?1час) и удельная теплоемкость (С ккал/кг град).
Гигрометрическими характеристиками являются коэффициенты потен-
циалопроводиости (а' м2/час) и термовлагопроводности (3% град.).
Характер изменения перечисленных выше коэффициентов с изменением
влажности сушимого изделия при прочих равных условиях определяет
характер температурных и влажностных полей внутри этого изделия.

Коэффициентом теплопроводности называют количество тепла, ко-
торое перетекает от одного сечения массы площадью 1 .ч2 к другому
сечению, расположенному на расстоянии 1 м от него, в течение 1 часа,
при разности температур между этими сечениями в 1“.

Количество тепла, необходимое для увеличения температуры 1 м*
массы на Г, принято называть объемной теплоемкостью (Су); если
количество тепла относить не к объему массы, а к ее весу в килограм-
мах, то получим величину весовой теплоемкости (С). Между объемной
и 'весовой теплоемкостями существует зависимость:

= С? или С = -у- .

Чем меньше теплоемкость, тем быстрее поднимается температура
материала при данном притоке тепла в единицу времени.

Величина потока тепла определяется коэффициентами теплопро-
водности и температуропроводности. Первый из них характеризует ин-
тенсивность передачи тепла от слоя материала к слою при постоянной
разности температур, а второй — при переменном температурном поле
Коэффициент температуропроводности, учитывающий тепло, прошедшее
через элементарный объем материала и израсходованное на изменение
его температуры, равен:

а =	.	(33)

От

Этот важный теплофизический показатель входит в уравнение
Фурье, являющееся основой для расчета температурного поля в мате-
риале, при данных условиях теплообмена его с окружающей средой.

На рис. 11 приведены теплофизическис характеристики в зависимо-
сти от влагосодержания двух различных глин (бескудниковской и ча-
сов-ярской) поданным Московского энергетического института (МЭИ).
Удельная теплоемкость обеих глин снижается по мере уменьшения их
влагосодержания. Это легко объяснимо тем обстоятельством, что тепло-
емкость влажной глины складывается из теплоемкости воды и сухой
глиняной массы, причем теплоемкость воды почти в 5 раз больше, чем
глины.

С уменьшением влагосодержания глин снижается также их тепло-
проводность. В сухой глине передача тепла происходит в основном че-
рез контактные поверхности частиц, имея в виду исчезающе малую теп-
лопроводность воздуха. Пэ мере увлажнения, когда создается стыковое,
затем канатное и, наконец, капиллярное состояние, теплопередача по-
степенно увеличивается за счет теплопроводности влаги. Характер изме-
нения коэффициента температуропроводности соответствует его связи с
двумя другими теплофизнческими характеристиками и объемным весом
материала, определяемым приведенным выше равенством. Как видно по
рис. 11, коэффициент температуропроводности имеет максимум значе-
ния при влажности глин около 8—10%.

В качественном отношении зависимости теплофизических показате-
лей от влагосодержания идентичны для многих глин. Количественное от-
личие этих зависимостей следует объяснить минералогическим и грану»
лометрическим составом глин, иначе говоря, формами связи влаги и
характеристикой поверхности частиц.

Рис. И. Теплофизические характерис-
тики глин в зависимости от их вла-
госодержания

/ — бескудниковская глина; 2 — часов яр-
ская глвма

Рис. 12. Гигрометрические характерно
тики глин о зависимости от их вла-
госодержзння

/ — бескудниковская глина; 2 — часов»
ярская глина

На рис. 12 приводятся коэффициенты потенциале-, тепло- и влаго-

проводности для глин, теплофизические параметры которых были пока-
заны на рис. 11.

Коэффициент потепциалопроводности ве-
щества а' аналогичен коэффициенту а потен-
циалопроводности тепла (температуропровод-
ности). На рис. 12 дана зависимость а' от вла-
госодержания, а на рис. 13—от температуры
(для часов-ярской глины). Характер зависи-
мости а' от влагосодержания определяется
формой связи влаги с глиной и видом ес пе-
реноса (пар или жидкость). При малых вла-
госодержаииях, когда перенос адсорбирован-
ной влаги в материале происходит главным
образом в виде пара, коэффициент нотенциа-
лопроводности возрастает медленно. По мере
увеличения влагосодержания увеличивается
доля переноса влаги в виде жидкости и вме-
сте с этим быстрее возрастает коэффициент а'.
На зависимость потенииалопроводпости гли-
ны от температуры (рис. 13) влияет уменьше-
ние вязкости влаги с повышением темпсра-

Риг 13. Зависимость ко-
эффициента потенциале-
проводности часоняр-
ской глины от темпера-
туры

туры.

Термовлагопроводность, являющаяся ком-
понентой общей влагопроводности, характе-
ризуется или термоградиентным коэффициен-
том 5 , выражающим количество переносимой
влаги в процентах на каждый градус перепада температуры. С увеличе-
нием влажности глины коэффициент б возрастает, достигает максимума

и затем уменьшается.

При небольших влагосодержаниях, когда происходит термодиффу-
зия адсорбционно-связанной влаги в виде лара, коэффициент Ь имеет
малое значение. Точка максимального значения располагается на гра-
нице между адсорбционно-связанной и капиллярной влагой. Когда ус-
танавливается капиллярное состояние, то коэффициент термовлагопро
водности падает с повышением влагосодержания, так как перенос
«лаги как капиллярной, так и адсорбционно-связанной происходит в
виде жидкости и на величину этого переноса значительно влияет нали-

йлажностьв %

Рис. 14. Зависимость критерия Ьи от
влажности глин

( — б«кудиихоаскоЯ: 2 — ленинградской

чис «защемленного» воздуха.

Когда капилляры заполнены
влагой и в них отсутствует воздух,
то продвижение влаги замедляется.
С появлением в капиллярах возду-
ха последний расширяется по мере
нагрева и способствует продвиже-
нию влаги. При малых влажностях
воздух, наоборот, препятствует про
движению влаги в виде пара. При
уменьшении влагосодержания ниже
определенного предела адсорбцион
пая влага, находящаяся в виде мо-
номолекулярной пленки, уже не пе-
ремещается в виде жидкости, а пар
диффундирует против теплового по-
тока. В этот период коэффициент
термовлагопроводности становится
отрицательным.

В отличие от коэффициента по-
тенциалопроводности, коэффициент

термовлагопроводности мало зависит от температуры и практически его
можно считать постоянным. Наблюдения показывают, что глины, имею-

щие высокий коэффициент потенциалопроводности, одновременно имеют
соответственно высокий коэффициент термовлагопроводности.

Можно утверждать, что различная скорость сушки самых разно-
родных глин определяется нс термическими показателями, а гидромет-
рическими. В то время, как теплоемкость, теплопроводность и темпера-
туропроводность. например бескудниковской и часов-ярской. глин отли-
чаются Друг от друга на 20—30%, потенциалопроводность и
термовлагопроводность этих же глин отличаются .в 2—3 раза. Послед
нее обстоятельство, как уже отмечалось, тесно связано с физико-хими-
ческой природой глин. Бескудниковская глина, относящаяся к монтмо-
риллонитовой группе, имеет пониженную влаголроводность по сравне-
нию с часов-ярской глиной, относящейся к монотермитовон группе.

Соотношение и взаимное влияние температурных и влажностных
. а'	,

полей определяется критерием Лыкова, имеющим вид Би— •» где а
и а — коэффициенты потенциалопроводности и температуропроводности

На рис. 14 приводятся кривые зависимости Ьи от влагосодержания
(влажности) глин при температуре 25°. Хотя, как было показано рань-
ше (рис. 11), температуропроводность глин снижается с ростом влаж-
ности, критерий Ьи резко возрастает. Характер этой зависимости сохра-
няется и для других температур в пределах, нас интересующих при
сушке. Кроме того, кривые на рис. 14 показывают, что глины, выдер-
живающие резкую сушку (ленинградская), имеют наибольшее значение
критерия Ьи.

8.	Пластичность и связность глин

Наиболее важным свойством керамических масс является пластич-
ность. Практически пластичность проявляется в том, что при определен
ной влажности глиняное тесто деформируется под нагрузкой, не теряя
своей сплошности, а по снятии нагрузки удерживает приданную форму.
Эту форму глина сохраняет и после сушки, в результате которой при-
обретает значительную прочность и теряет пластичность.

Н. С. Курнаков установил, что при определенных значениях темпе-
ратуры, давления и скорости приложения нагрузки пластичные свойства
в известной степени приобретают все материалы Таким образом, пла-
стичность— это состояние материалов, в том числе и глин, обусловлен-
ное определенными внешними причинами.

Непрерывным условием проявления пластических свойств глины
являются наличие в ней влаги в определенном процентном отношении
к сухой массе и воздействие температуры, в интервале между точками
замерзания и кипения воды. Эти условия необходимы, когда речь идет
о пластичности глин при низких температурах, в отличие от состояния
пиропластичности (размягчения глины), проявляющейся при высоких
температурах в результате нагрева.

Определение термина «пластичность» и раскрытие причин, обуслов-
ливающих это явление в глинах, привлекало и привлекает внимание
многих керамиков.

На возникновение у глин пластических свойств и их величину вли-
яет целый комплекс факторов. Сюда следует отнести: минералогический
состав глины; величину частиц глинистого вещества и примесей; форму
и характер поверхности зерен; количество и химический состав жидкой
фазы (вода, род и концентрация электролитов).

Если обобщить имеющиеся теории пластичности, то следует прийти
к заключению, что наиболее характерное свойство глин—пластич-
ность — обусловливается дисперсностью минеральных частиц и взаимо-
действием между этими частицами и водой. Взаимодействие между
твердыми частицами глины (твердой фазой) и водой (жидкой фазой)
сводится к действию поверхностных сил взаимного протяжения, величи-
на которых зависит от величины удельной поверхности, физических и
химических свойств фаз. Степень пластичности различных глин зависит
от абсолютной величины частиц и соотношения между количеством ча-
стиц различных фракций, т. е. от гранулометрического состава глин.
Обычно гранулометрический состав природных глин характеризуется
следующим разделением частиц (в жж):

глинистое вещество.......................... 0,01

шлюф (смесь минералов)......................0,01—0,025

песок:

пылевой ................................0,025—0,04

мелкий .  ..............................0,04—0,2

крупный................................. 0,2

Приведенная классификация частиц, основанная на методе седимен-
тации, дает определенное представление о таких технических свойствах
глин, как водозатворсние, пластичность, воздушная усадка и связность;
численные показатели этих свойств возрастают при прочих равных ус-
ло-внях с ростом дисперсности. Адсорбционная способность глин воз-
растает с увеличением дисперсности в пределах определенного минера-
логического состава, с изменением которого меняется и форма связи с
влагой. Наблюдения показывают, например, что монтмориллонит об-
ладает большей способностью адсорбировать влагу, чем каолинит. Это
различие может быть объяснено не только различной степенью дисперс-
ности их, но и различным строением кристаллической решетки: частицы
монтмориллонита могут адсорбировать сольватные комплексы и внут-
ренними своими поверхностями, в то время как каолинит адсорбирует
лишь внешней поверхностью частиц.

Силы сцепления частиц влажной глины обусловливаются капил-
лярными усилиями, возникающими в глине при наличии влаги, кроме
обычных сил молекулярного взаимодействия. Поэтому величина сил
сцепления зависит от кривизны свободной водной поверхности между
частицами глины и от количества точек их соприкосновения, приходя-
щихся на единицу поверхности, т. е. от размеров и плотности укладки
частиц.

П. А. Земятченский, изучая связность глинистых субстанций раз-
личных по химическому и минералогическому составу, установил, что
они ведут себя различно: при одном и том же гранулометрическом со-
ставе связность зависит от минералогического состава. Такую зависи-
мость следует объяснить различными формами частиц одних и тех же
размеров: шарообразной, чешуйчатой, клинообразной и др. При шаро-
образной проф. Покровский установил определенную зависимость меж-
ду силой сцепления и радиусом частиц. При чешуйчатом строении сила
сцепления зависит от взаимного расположения чешуи, от их ориентации:
если чешуйки расположены параллельно друг другу, то влага вызывает
максимальное усилие сцепления в направлении нормали и минимальное
усилие, касательное к поверхности соприкосновения.

По мнению Покровского, частицы глины в. местах соприкосновения
образуют ступой» и «острый» контакты. Тупой контакт образуется при
соприкосновении сферических поверхностей, острый — при соприкосно-
вении конуса с плоскостью. При тупом контакте силы сцепления дости-
гают наибольшего значения при влажности глины, близкой к пулю; с
увеличением влажности силы сцепления уменьшаются и исчезают при
некотором, достаточно большом, содержании влаги. При остром контак-
те силы сцепления равны нулю, когда влажность глины равна нулю; с
увеличением влажности до определенного предела растут и силы сцеп-
ления, которые снова исчезают, как только величина влажности пере-
ходит этот предел. В глинистой массе существуют одновременно контак-
ты обоих видов.

Таким образом, силы оцепления между частицами влажной глины
вызываются поверхностными явлениями взаимодействия этих частиц и
влаги. Что касается сил сцепления частиц высушенной глины, обуслов-
ливающих определенную механическую ее прочность, то на них сказы-
вается цементирующее действие коллоидных фракций самой глины, ко-
торые сосредоточиваются у точек соприкосновения поверхностей круп-
ных частиц и связывают их в одно целое.

Наличие воздуха в глине уменьшает ее связность по двум причи-
нам. Поверхность сухих глиняных частиц адсорбирует значительное ко-
личество воздуха и тем самым уменьшается гидрофильность глины,
затрудняется смачивание ее частиц водой, вследствие чего ослабляется
поверхностное взаимодействие между влагой н частицами. Кроме того,
замкнутые объемы воздуха среди частиц глины затрудняют сближение
этих частиц между собой и уменьшают количество точек соприкоснове-
ния. Следовательно, обезвоздушивание глины должно способствовать
росту сил сцепления между частицами и тем самым росту прочности
высушенной глины, что доказывается экспериментальными данными.

А. И. Августиник установил важную особенность глинистых масс
в отношении их механических свойств. Обычно принято считать, что
сопротивление глины данной нагрузке является величиной неизменной.
Иначе говоря, если, воздействуя на проработанную, увлажненную гли-
няную массу определенной силой, мы выявим соответствующую дефор-
мацию, то для повторной деформации того же значения нет надобности
увеличивать внешнюю силу. Однако это положение не учитывает факто-
ра времени. Если при неизменной влажности глиняной массы воздейст-
вовать на нее силой одной и той же величины через определенные
промежутки времени, то в ней будут проявляться деформации различ-
ной величины; стечением времени происходит механическое упрочнение
глины при неизменной влажности ее. Это явление А. И. Августиник
назвал тиксотропным упрочнением глинистых масс, по аналогии с об-
ратным явлением загустевания при постоянной влажности высокодис-
псрсных суспензий.

Тиксотропия глин, так же как и других дисперсных систем, прояв-
ляется только при наличии влаги, в результате образования таких соче-
таний частицы глины с водой, когда силы электрического поля кристал-
лической решетки этих частиц проявляются в наибольшей степени, в за-
висимости от характера их пространственного .расположения.

Очевидно после механической обработки глины по истечении опре-
деленного времени частицы ее постепенно принимают пространственную
ориентацию, обеспечивающую максимальную спайность с пленками их
окружающей влаги (взаимно параллельное расположению пластинок,
вместо их хаотического расположения). В этом смысле тиксотропное уп-
рочнение представляет собой явление векториального характера, т. е.
зависящее от направления приложения сил. Исследованиями установ-
лено, что величина тиксотропного упрочнения имеет максимум в зави-
симости от влагосодержания глины. При малом количестве влаги уп-
рочнение незначительное, так как комплексы из глинистых частиц и
пленки воды не достигают необходимого развития. При избыточном ко-
личестве воды все пленки утолщаются, расстояние между глинистыми
частицами возрастает, что приводит к ослаблению молекулярной связи
между ними через пленку влаги; тем самым уменьшается прочность я
водных комплексов между частицами глины, образующихся с течением
времени под действием сил электрического поля кристаллической ре-
шетки.

9.	Воздушная усадка керамических масс

Керамические изделия при высыхании уменьшаются в размерах,
т. е. дают усадку, которую принято называть воздушной усадкой.

Удаление влаги из глины вызывает сокращение ее объема, обус-
ловливаемое действием сил поверхностного натяжения. В жидкой глине
силы поверхностного натяжения, действующие на границах жидкой и
твердой фаз, близки к нулю. По мере испарения влаги в капиллярах
глины возникают возрастающие силы поверхностного натяжения, кото-
рые создают равномерно распределенную нагрузку, действующую пер-
пендикулярно стенкам капилляров и стремящуюся сблизить частицы
глипы. Уменьшение объема глины происходит также вследствие коагу-
ляции коллоидных пленок, которые превращаются в мельчайшие части-
цы, заполняющие промежутки между частицами более крупными. В
данном случае коллоидные пленки коагулируют вследствие того, что с
удалением влаги в процессе сушки возрастает концентрация электроли-
тов, содержащихся в глиняной массе.

Таким образом, усадка глин является в основном результатом дей-
ствия сил поверхностного натяжения, возникающих при удалении влаги
Если свободную поверхность влажной глины покрыть водой, то поверх-
ностные натяжения станут равными нулю, так как неуравновешенные
молекулы воды на поверхности глины войдут в силовое взаимодействие
с лежащими выше молекулами воды, и действие сил поверхностного
натяжения перейдет с поверхности глины на открытую поверхность слоя
воды, покрывающей глину. Поверхность же глины, освобожденная от
огромных сковывавших ее сил, начнет разбухать.

Изменение линейных размеров изделия, выраженное от первона-
чального значения в процентах, называется относительной линейной
усадкой, в отличие от относительной объемной усадки, определяемой
процентным изменением первоначального объема.

Обозначим:

I — линейный размер изделия в данном направлении до усадки;

/1 — тот же размер после усадки;

V и У, — объемы, соответствующие указанным выше линейным разме-
рам.

Согласно определению, относительная линейная усадка равна:

Л( = Е'*100%.	(34)

а относительная объемная усадка равна:

ду = ^к1100%.	(35)

Так как точно измерить изделие не всегда возможно и так как, кро-
ме того, края его по той или иной причине могут оказаться поврежден-
ными, обычно для определения линейной усадки в каком-либо направле-
нии на свсжеотформованном изделии наносят прямую линию длиной I.
Если в результате усадки размер этой линии сократится до /ь то отно-

шение

100, выраженное в процентах, называется относительной

линейной усадкой в данном направлении.

Между объемной и линейной усадками существует следующая за-
висимость:

(36)

Для упрошенных расчетов можно принять, что

= (37>

однако при этом имеется неточность (табл. 4).

Зависимость линейной усадки керамических масс от влажности их
имеет вид ломаной линии АБВ, показанной на рис. 15. Усадка заканчи-
вается в точке Б при определенной влажности, значительно большей,
чем гигроскопическая. Такой характер усадки объясняется тем, что при
удалении влаги из капилляров сближение частиц, вызывающее измене-
Таблица 4

Величины линейной усадки, вычисленные по формулам

Объемная усадка в %	Линейная усадка в %, вычисленная		Объем па я усиди» в %	Линейка а усадка в %. вычисиенндА	
	по формуле (Ж)	по формуле		по формуле (33)	по <|»рмудс
10	3,3	3.2	40	13,33	12
20	6,66	6.2	50	16.66	11,5
30	ю	9			

иие размеров массы, продолжается Дч.
тех пор, пока частицы сближаются и воз-
никающий между ними контакт препят-
ствует дальнейшему сближению. Этому
состоянию массы соответствует точка Б
на рис. 15.

Наблюдения показывают, что вели-
чина усадки керамических масс (как ли-
нейная, так и объемная) прямо пропор-
циональна потере влаги, поэтому на
рис. 15 участок диаграммы АБ имеет
прямолинейный характер. Следователь-
но, если линейный размер образца равен
/ при влагосодержанин его ы>, то имеет
место соотношение

Рис. 15. Характер .чинойной усад-
ки глины в зависимости от влаж-
ности

/ = /0(1+а,а'),	(38)

где 10— постоянная величина;

я,— коэффициент линейной усадки,
характеризующий интенсивность измене-
ния размеров с изменением влажности.

Из равенства (38) вытекает размерность коэффициента ае, а
именно — 1%. По данным А. В. Лыкова, например, московские глины
имеют следующие значения коэффициента линейной усадки: черемуш-
кинская— 0,006, нижнекотельская—0,007, кучинская — 0,0048.

Величину коэффициента линейной усадки можно определить графи-
чески следующим образом. Из равенства (38 ) имеем:

1-1. _ I 1-1Л
= ---- -- -- • --- .

/0 ш /в и>

Значение постоянной величины 10 па рис. 15 находится в точке пере-
сечения прямой АД с осью ординат. Разность 1—10 в масштабе длин
(1:10) выражается отрезком ГД, а в масштабе влажностей
(1 : 3,33) - отрезком ГА. Поэтому 3>^~4)  = 0,333,	= 0,333 18|.

Следовательно, коэффициент линейной усадки равен:

В нашем случае (рис. 15) /о "92 мм, ф*=40°,
(е ф = 0,839. а, =	0,839 = 0,003.
» Между воздушной линейной усадкой глины и количеством свобод-
ной влаги нормального замеса имеется, очевидно, определенная связь.
Влажность нормального замеса в свою очередь зависит от крупности
частиц глинистого вещества. Линейная усадка увеличивается с умень-
шением среднего диаметра частиц глины и уменьшается с уменьшением
среднего расстояния между ними. Но размеры частиц и расстояние
между частицами при неизменном объеме глины определяют ее порис-
тость, от которой в прямой пропорциональной зависимости находится
количество влаги. Следовательно, и линейная усадка должна быть в
прямой пропорциональной зависимости от количества влаги нормально-
го замеса. Действительно, практика устанавливает, что дисперсные
пластичные глины, требующие для нормального замеса больше влаги,
чем глины тощие, имеют соответственно и большую линейную усадку.

Как показывают исследования, величина усадки керамических из-
делий зависит от условий формовки и сушки. В этом отношении более
показательна линейная, а не объемная усадка: объемная усадка харак-
теризует состояние изделия в целом, линейная же характеризует изме-
нение размера лишь той .поверхности и в том направлении, в котором
производится наблюдение.

Заметное колебание линейной усадки в различных частях н направ-
лениях изделия может быть обусловлено различными причинами: не-
равномерной влагоотдачей в зависимости от размеров и конфигурации
отдельных частей изделия; условиями омывания изделия воздухом и его
параметрами в период сушки; неравномерным распределением давления
в период формования или прессования. При небольших формовочных
давлениях глина несколько уплотняется, поэтому усадка в направлении
действия сил давления уменьшается. Если же формовочное давление
значительно, то происходит не только уплотнение частиц, но и некоторая
деформация капилляров, вследствие чего усадка, встречая меньшее со-
противление упругих усилий, возрастает.

А. И. Августиник приводит экспериментальные данные по усадке
глин (табл. 5) при незначительном (первая серия опытов) и значитель-
ном (вторая серия опытов) давлениях.

С повышением температуры среды, в которой происходит сушка из-
делия, линейная усадка уменьшается вследствие роста интенсивности
влагоотдачи.

На рис. 16, а показаны кривые усадки фаянсового унитаза (по дан-
ным П. В. Соколова) при сушке на стеллажах в течение 87 час. с после-
дующей досушкой в камерном сушиле в течение 45 час. и при интенсив-
ной сушке всего в течение 16 час. в опытном сушиле. В первом случае

Таблица 5

Усадка глин н различных направлениях (в %)

Глины л массы	Первая серия опытов		В горец серия олыто»	
	в направлении действия силы	и перпенди- куддрнпм направ.юних	о маправлении действия силы	в лерпенви- кулмрном направлении
Часов-ярская 4- 20% шамота . . Детскосельская 4- 20% шамота	6.5	7.9	12,1	6.9
	5.8	7,3	8,9	6.7
Положская 4- 20% шамота . . .	5.8	6.1	10,1	5,8
Полусухарь 4- 20% шамота . .	6.2	6.7	8.5	6.8
Боровичская 4- 40% шамэта . .	5.7	6.1	7.2	6,3
Лат йене кая		6.5	7,9	11.4	9,1
усадка заканчивается при 13,5% влажности изделия и достигает 5%, во
втором случае усадка снижается до 3,4% и заканчивается при влажно-
сти 17,5%. Па рис. 16, б приводятся кривые усадки иижнекотельской
глины (Москва) при различных температурах.

Влияние температуры и других внешних факторов, ускоряющих
сушку на величину усадки изделия, объясняется тем, что с повыше-

нием скорости сушки
внутри изделия. Поэтому
в размерах больше, чем
вают сопротивление усад-
ке верхних слоев, вслед-
ствие чего эта усадка ста
новнтся меньше той, кото-
рая соответствовала бы
количеству удаленной
влаги при равномерной
влагоотдаче.

Разница между пол-
ной усадкой н фактиче-
ской в описанных услови-
ях может быть названа
недопущенной усадкой.
Как будет показано в
дальнейшем, эта усадка
и является причиной воз-
никновения в изделии

увеличивается градиент влагосодержания
поверхностные слои стремятся сократиться

Рис. 16. Зависимость линейной усадки от интен-
сивности сушки

а — сушка фаянсовых унитазов; 1 — на стеллажах
87 час. я в каперном сушиле 45 час.; 1 — а опытном
сушиле 16 час.; б — сушка строительного кирпича из
нижиско! ельскоА глины

усадочных напряжений. Поэтому величина недопущенной усадки в со-
поставлении с прочностью массы может быть принята за мерило чувст-
вительности глины к сушке.

Усадка глин может быть значительно уменьшена их отощением, т. е
введением в шихту материалов, не дающих усадки при сушке. К таким
отошаюшим добавкам относятся песок, шамот, шлак и др. Действие
отощителей заключается в том, что снижается формовочная влажность
массы, а следовательно, и линейная усадка. В табл. 6 показано влияние
различного количества песка, шамота и шлака на величину усадки ку-
диновской глины (по данным Д. В. Жукова).

Таблица 6

Влияние отстающих добавок на величину усадки кудановской глины

Род отощнтедэ и его количество	Формовочная влажность массы п %	Линейна и усадка в %	Коэффициент линейной усадки 1%
Без отощителя		37.3	9,9	0,005
Песок:			
20%		26	6,5	0,00-1
30%		22.8	4	0,0035
Шамот:			
10%		30	7,1	0.0047
20%		29	5,8	0,0044
40%		26	4	0,0035
Шлак:			
10%		32,6	8	0.00'6
20%		33,8	6.5	О.ОСЗЧ
40%		33,5	3	0.0С22
Наблюдения показывают, что наиболее ответственным периодом
сушки является период постоянной скорости, так как именно в этом пе-
риоде возникают трещины при сушке керамических изделий в результа-
те неравномерной усадки. Последняя является результатом неравномер-
ного распределения влажности по сечению сушимого изделия, т. е. по-
явления градиента влажности в различных частях изделия.

Рис. 17 Кривые линейной усадки и скорости сушки бес
кудниковской глины

Как показано на рис. 17, ,при сушке сырца, например, из бескудни-
ковской глины общая усадка в данном пределе влажностей (от 22,5 до
5%) составляет всего 7 ж.ч, из которых 5 мм приходится на период по-
стоянной скорости сушки и лишь 2 мм — на период падающей скорости.
Если учесть, что, кроме того, связность глины особенно низка в начале
периода постоянной скорости, то станет ясным, почему именно этот пе-
риод является наиболее ответственным при сушке керамических изде-
лий.

ю. Трещинообразование и коробление

при СУШКЕ

Изучением причин трешинообразования и коробления керамиче-
ских изделий при сушке занимались многие исследователи. В большинст-
ве случаев степень чувствительности глин к сушке связывалась с их
пластичностью — количеством формовочной влаги и величиной линей-
ной усадки. Между тем склонность глин к трещинообразованию имеет
глубокие связи с их физико-химическими особенностями.

3:	А. Носовой были исследованы глины и каолины с различными
характеристиками (табл. 7).

В табл. 8 для тех же глин показан минералогический состав кол-
лоидной фракции, емкость катионного поглощения и отношение их к
сушке по визуальному наблюдению.

Анализ данных табл. 7 и 8 показывает следующее:

1.	Глины, резко различные по величине показателя пластичности
(положений каолин и котласская глина), требуют почти одинакового
количества нормальной формовочной влаги.

2.	Глины, высокочувствительные к сушке (лобненская нижнего слоя
и бескудниковская нижнего слоя), обладают пластичностью, численно
равной пластичности малочувствительных глин (положений каолин.
. гжельская гДнна).
Физико-механические показатели глин

Таблица 7

Глины	Нормаль- на я фор- мовочная влажность  »%	Число пл«- стичкоегк по Аттер- бергу	Объемная усадна при сушке " %	Предел прочности при рас- тяжении в г. см' образцов	
				в пластиче- ском состо- янии	в воздушно- сухом состоянии
Каолин положении . . . Глина	45	18,77	17,2	182	1532
гжельская		36,5	22,95	24,5	—	10 400
лобненская:					
верхним слой 		25	10,91	16,5	195	12 703
нижний слой		3!	22,1	27.3	320	23 159
бескудниковская:					
верхний слой 		27,8	19,45	20.5	237	16 467
нижний слой		28.6	18,67	25	340	22 675
котласская 		43	40,2	34	468	22 787

Таблица 8

Минералогический состав и отношение глин к сушке

Гейлы	Мииералогкчсскнй состав коллоилно* фракции (<0,2 лк)	Емкость кати- онного 1ЮГДО- щення в мил- лнэквнвален- твх на 100 в глины	Отпошсиие к сушке
Каолин:  положский  Глина:  гжельская  лобненская:  верхний слой  нижний слой  бескудниковская: верхний слон нижний слой  котласский	Каолинит 	  Нонтронит, белит . . .  Галлуазит, каолинит (мало), кварц (мало)  Серицит, галлуазит (мало) .......  Галлуазит, каолинит .  Монтмориллонит, као- линит (мало), кварц (мало) 	  Байделит (монтморил- лонит),	сернпит  (мало) 		3.6  20  18.9  31,1  21,2  28,8  35,3	Малочувствительная  То же  Высокочувствитель- ная  Средне чу вствнтел ь - ная  Высокочувствитель- ная  То же

3.	Усадка глины, малочувствительной к сушке (гжельской), равна
усадке глины высокочувствительной (бескудниковской нижнего слоя).
Одинаковые усадки у этих глин получаются при различной формовочной
влажности.

Все эти, на первый взгляд противоречивые, явления .можно легко
объяснить, если, кроме количества влаги, учитывать и характер ее связи
с глиной, зависящей, как мы уже видели, от степени дисперсности глины
при данном минералогическом составе. Чем больше в глине связанной
(адсорбированной) влаги, тем больше требуется нормальной формовоч-
ной влаги при одном и том же числе пластичности. При одних и тех же
количествах формовочной влажности усадка больше у глин с меньшей
адсорбционной способностью, так как удаление в период сушки связан-
ной влаги почти не дает усадки.

Исследования 3. Л. Носовой показали, что у глин, чувствительных
к сушке, наблюдается более высокий градиент влажности и, следова-
тельно, более высокие усадочные напряжения. Однако и связность глин,
чувствительных к сушке, выше связности глин малочувствительных,
так как связность обусловливается силами сцепления влаги с частица-
ми глины и возрастает с увеличением их адсорбционной способности.
Об увеличении связности глии с ростом их чувствительности к сушке
можно судить по величине предела прочности при растяжении, значения
которого для влажных и сухих образцов приведены в табл. 7.

Таким образом, основным выводом, к которому пришла 3. Л. Носо-
ва в результате своих исследований, является тот, что показателем чув-
ствительности глин к сушке может служить соотношение между коли-
чеством свободной влаги в глине и количеством связанной адсорбцион-
ной влаги. Это соотношение можно выразить коэффициентом чувстви-
тельности

К __Уул

и п
где Ув.с — угадка единицы объема образца, высушенного до воздушно-
сухого состояния;

— объем лор, отнесенный к единице объема образца, высушен-
ного до воздушно-сухого состояния.

В данном случае величиной У„.с нельзя точно определить количест-
во удаляемой (свободной) влаги, так же как'величиной Уп нельзя точно
определить количество связанной влаги. Однако коэффициент Лч в
определенной степени характеризует степень чувствительности глин к
сушке: глины малочувствительные’к сушке имеют Кч<1, среднечувстви-
тельпые—Кч=1ч- 1,5 н высокочувствительные—В табл. 9
приведены результаты определения коэффициента чувствительности к
сушке глин различных месторождений, исследованных 3. А. Носовой.

Таблица 9

Коэффициент чувствительности к сушке глин разных месторождений

Месторождение глин	«и	Месторождение един	
Положское (каолин)	  Уш-Тобе	  Батракское . 		  Чулинское 		  Киевское (спондиловая глина) . .  Кудиновское (песчанка)		0,31 0,48  0.5 0.62 0.92 0.96	Бескудниковское: верхний слой 	  нижний слой	  Кучинское	  Котласское	  Тамбовское		1.36 2,43  1,37 2.31  2,37

Значения этих коэффициентов находятся в соответствии с непосред-
ственными испытаниями глин на сушку до воздушно-сухого состояния
при комнатной температуре.

Хотя многолетний опыт пользования коэффициентом чувствитель-
ности глин к сушке показывает, что во многих случаях он не характери-
зует фактические сушильные свойства сырья, в частности, для глин с
дч < 0,5 этим коэффициентом можно руководствоваться для предвари-
тельной оценки глин различных месторождений, или для оценки влияния
отощения, нагрева и других мероприятий, имеющих целью улучшение
их сушильных свойств.

В настоящее время можно считать установленным, что причиной
растрескивания и коробления керамических изделий является возникно-
вение в них в процессе сушки значительного перепада влажности, кото-
рый вызывает неравномерную усадку отдельных слоев изделия. Влаж-
ность изделия, равномерно распределенная в начале сушки, спустя не-
которое время с появлением градиента влажности распределяется по
параболической лилии. Такой характер распределения влажности у

глин возникает очень рано, во всяком
случае до достижения критических
значений усадки, когда появляются
трещины и деформации.

На рис. 18 показаны две кривые
распределения влажности по толщине
образца из котласской глины: верх-
няя — в период до появления трещин
и нижняя —при появлении трещин.
Обе кривые имеют вид параболы.

Изменение линейных размеров
глины при уменьшении влажности
прямо пропорционально влагосодср
жанню. Следовательно, если бы су-
шимый сырец представлял собой не
монолитный параллелепипед, а сум-
му свободно наложенных друг на друга

Рис. 18 Характер распределе-
ния влаги по сечению обрата
в период сушки

топких пластинок, то каждая из

них сократилась бы в размерах прямо пропорционально собственному

снижению влажности, и усадка по отношению к первоначальной длине

л г-	л

была бы равна о, = —-—

кривая значений по сечению сырца имела

бы такой же вид параболы, как и кривая распределения влаги.

В соответствии с этим изменилась бы и форма сырца в целом. Од-
нако в практике, если сырец 'не изгибается, то действительные сокра-
щения вследствие продольной деформации слоев будут одинаковыми и
диаграммы усадки изобразятся прямыми, параллельными оси абсцисс
(на рис. 18 — линии АА). Так как кривые изменения линейных размеров
при свободной усадке (параболы) и при действительной усадке (прямые
АА) не совпадают, то в изделии неизбежно должно возникнуть напряже-
ние, величина которого зависит от разности между величинами соответ-
ствующих деформаций. Когда изделие представляет собой пластину,
омываемую агентом сушки с двух сторон, то в ней поверхностные слои
будут испытывать напряжение растяжения, а центральные слои — сжа-
тия. Мерой возникающих напряжений на рис. 18 могут условно служить
отрезки а и а'. Когда напряжение превышает определенную величину, то
изделие, либо деформируется, либо на нем появляются трещины. Треши-
нообразование является результатом недостаточной связности массы из-
делия, сопротивляющейся усадочным напряжением. Коробление являет-
ся результатом неравномерной напряженности двух противоположных
поверхностей влагоотдачи.

Таким образом, свободная усадка глины сама по себе не вызывает
внутренних напряжений. Объемно-напряженное состояние является ре-
зультатом недопущенной усадки: внутренние слои изделия с повышен-
ной влажностью не разрешают поверхностным слоям изменить свои
размеры до той величины, которая соответствует их пониженному по
отношению к внутренним слоям влагосодержанию.

Трещинообразование и коробление являются результатом воздейст-
вия на изделие внутренних напряжений, мерилом которых служит ве-
личина недопущенной усадки и противодействия сил связности прочно-
сти массы изделия.

Следовательно, критерием трещинообразования должен служить не-
который показатель, характеризующий неравномерность поля влаж-
ностей в сушимом изделии, поскольку именно эта неравномерность яв-
ляется источником возникновения напряжений. За такой показатель мо-
жет быть принят гигрометрический критерий М. В. Кирпичсва:

К1 = -Д'40” /?.	(39)

ад>

где ( Д ш) „ градиент влагосодержания у поверхности изделия в дан
ный момент в °/о/см;

— начальное влагосодержание изделия в %;

/? — характерный размер изделия, например у пластины по-
ловина толщины в см.

Критерий Кирпичева может быть определен несколькими путями,
(ю интенсивности испарения, перепаду влагосодержания, по кривой
сушки.

Степенью неравномерности распределения влаги может служить и
сам по себе градиент влагосодержания у поверхности изделия (Аи)п;
т. е. перепад влажности между центром и поверхностью его, отнесен-
ной к единице расстояния между центром и поверхностью.

При параболическом распределении влаги по толщине изделия по-
верхностный градиент влажности определяется по формуле

(М.- "“'«-•не!-Ко,.

где о»ср и ю00в влажность в середине и на поверхности изделия в %;
5 —толщина изделия в см.

Между поверхностным градиентом влажности и интенсивностью
влагоотдачи существует определенная зависимость, вытекающая из ба-
ланса влаги:

где (Аш)п —поверхностный градиент влажности в %/.«;

т — интенсивность сушки в кг 1м* час,
К — коэффициент влагопроводности в л’/чае;

7„ — объемный вес сушимой массы в кг/л3.

Для уменьшения поверхностного градиента влажности, как доказы-
вает равенство (40), следует либо уменьшить интенсивность сушки (т).
либо повысить влагопроводность изделия (К). Современные методы ин-
тенсификации сушки используют второе средство.

Поверхностный градиент, при котором напряжения, возникающие
от недопущенной усадки, приводят к трещинообразованию. называется
критическим градиентом влажности (Ди»)к.

Основной причиной образования трещин являются местные разры
вы, возникающие под действием сил сдвига. Поэтому для оценки макси
мально допустимого (или критического) напряжения (Як), безопасного
для материала, можно пользоваться формулой для напряжения сдвига,
имеющей вид:

//к = 7^“	(41)

(1 + ’Д'«)

где Е с — модуль сдвига, т. е. коэффициент пропорциональности между
величиной угловой деформации сдвига и вызвавшим ее ка-
сательным напряжением в кг/см2;

я,— коэффициент линейной усадки в 1/%;

шн —начальная концентрация влаги в изделии в кг!кг;

(Дш)п— поверхностный градиент влажности в момент появления кри-
тического напряжения сдвига в %/см;

А — коэффициент, зависящий от соотношения геометрических
размеров изделия, имеющий размерность длины.

Имея в виду, что поверхностный градиент влажности равен

(1^ = -^-,

получаем

//.

тк

(1-НДО,) Ку®’

(42)

откуда критическая (т. е. предельно допустимая) интенсивность сушки
должна быть равна:

ЯхКТо(1 +«/Н>к)
/л_ —-------:--------

(43)

Однако 'подсчитать
сушки по формуле (43)

точную величину допустимой интенсивности
нельзя, так как трещинообразование, как ука

зывает А. В. Лыков, происходит в упруго-пластической области, где
закон Гука несправедлив. Кроме того, локальное разрушение в объ-
емно-напряженном состоянии хотя и происходит в результате действия
опасных касательных напряжений, однако необходимо учитывать и нор-
мальные напряжения, которые влияют на развитие касательных напря-
жений в теле конечных размеров. Поэтому формула (43) может слу-
жить для качественного сравнения влияния реологических свойств кера-
мических 'Масс на их отношение к сушке.

Исследования 3. А. Смоляковой, использовавшей формулу (43), ха-
рактеризуют влияние различных технологических факторов на величину
допустимого поверхностного градиента влажности.

На рис. 19, а показана зависимость смещения и предельного напря-
жения деформации сдвига от влажности для смоленской глины. Такой
же характер зависимости наблюдается и для других глин. С понижени-
ем влажности увеличивается как смещение, так и предельное напряже-
ние, следовательно, и прочность массы.

На рис. 19,6 приводится зависимость предельного напряжения как
от влажности, так и от температуры нагрева той же глины. Как показы-
вают кривые, с повышением температуры массы предельное напряже-
ние снижается, т. е. снижается прочность массы. В то же время величина
критического градиента влажности почти не меняется с изменением тем-
пературы от 30 до 50°. Следовательно, нагрев глины, казалось бы, не
должен влиять на сушильные свойства ее, что противоречит широкой
практике применения парапрогрева, резко сокращающего срок сушки
керамических изделий.

Это кажущееся противоречие имеет свое объяснение: с повышением
температуры массы резко уменьшается вязкость влаги в ней. Это обстоя-
Влажность И %

Рис. 19. Реологические параметры смоленской глины

а — зависимость смещения к предельного напряжения деформации сдвига от
влажности массы: I смещение Т в лл'ке; 2—предельное напряжение сдвига
' пс в кг'см : о — зависимость предельного напряжения деформации сдвига от
влажности и температуры: I — /—17°; 3— /=3<Г; 3- /-НО’; 4—г-т50°

Рис. 20. Зависимость смещения и
предельного напряжения деформации
сдвига от вакуумирования

1 — глина меоакуу'мираааниая; 2 — глина
вакуумированная

Рис. 21. Влияние параметров
среды на интенсивность сушки
и величину критической влаж-
ности
тельство, с одной стороны, снижает прочность глины, делая ее менее
связной, а с другой стороны, — увеличивает коэффициент влагопровод-
ности настолько, что влияние фактора влагопроводности превалирует
над влиянием фактора прочности.

Вакуумирование глин, как показывают кривые па рис. 20, значи-
тельно увеличивает прочность массы. Это является следствием сниже-
ния формовочной влажности на 1,5—2% и повышения связности глины.
В результате вакуумирования резко возрастает критический градиент
влажности, что дает возможность интенсифицировать процесс сушки
без образования трещин.

Влияние отощителей на скорость сушки сказывается в том, что
одновременно уменьшаются формовочная влажность и коэффициент ли-
нейной усадки.

Наконец, на продолжительность периодов сушки оказывают влияние
параметры агента сушки, определяющие режим влагоотдачи, при про-
чих равных условиях.

На рнс. 21 наверху приводятся кривые зависимости интенсивности
сушки глины от каждого из трех указанных параметров, при постоянст-
ве двух остальных, а внизу — влияние различных параметров среды на
величину критической .влажности, играющей важную роль как в отноше-
нии общего срока сушки, так и технологических свойств материала.

В пе1риоде постоянной скорости интенсивность сушки очень резко
возрастает, вследствие чего увеличивается критическая влажность, т. е.
сокращается период 1постоянной скорости. В этом и заключается прак-
тически вредное влияние высоких температур на процесс сушки керами-
ческих изделий. Интенсивность сушки уменьшается с повышением отно-
сительной влажности газов, при всех температурах и тем резче, чем
выше температура. Однако повышение относительной влажности во всех
•случаях уменьшает критическую влажность, т. е. удлиняет период посто-
янной скорости, за счет сокращения периода падающей скорости.

Наконец, скорость газов влияет прямолинейно на интенсивность
сушки и заметно повышает ос в первый период постоянной скорости и
-относительно меньше влияет в конце процесса сушки. Поэтому повы-
шение скорости газов не сокращает длительность сушки в период па-
дающей скорости, поскольку в этот период влагоотдача лимитируется не
внешней диффузией, а влагопроводностью сушимого материала.

и. Сушка радиацией и электросушка

В современной технике сушки изделий строительной керамики поль-
зуются исключительно конвективным методом, когда нагретые газы
(или воздух), омывающие изделия, являются одновременно и теплоно-
сителем и влагопоглотителем. Только в опытном порядке используются
некоторые другие методы сушки, все еще не получившие производствен-
ного применения. К таким методам относятся: сушка инфракрасными
лучами (радиацией), электросушка и сушка токами высокой частоты.

а) Сушка инфракрасными лучами

Нагретые твердые тела испускают лучистую энергию, которая, бу-
дучи поглощена другими телами, превращается в энергию тепловую.
Генераторами лучистой энергии могут быть либо нагретые тела (керами-
ка, металл), либо специальные лампы, излучающие не только невидимые
инфракрасные, но и видимые световые лучи. В последнем случае излу-
чение называется субинфракрасным.

Тепловые лучи поглощаются влажными материалами на определен
ную глубину в зависимости от их строения. В коллоидных капиллярно-
пористых телах лучи, попадая в поры, многократно отражаются внутри
их и почти полностью поглощаются, как телом, близким к абсолютно
черному телу. Толщина зоны поглощения, в зависимости от структуры
материала, может достигать 2 л,ч. Дальнейший нагрев материала на
большую глубину происходит путем теплопроводности.

Как известно, при взаимном излучении двух тел тепловой поток оп-
ределяется разностью четвертых степеней их абсолютных температур.
В случае радиационной сушки температура сушимого материала не-
значительна по сравнению с температурой излучателя, поэтому ею мож-
но пренебречь. Тогда поглощаемый сушимым материалом тепловой по-
ток будет равен:

<2Ш ==	( ——V ккал;** час,	(44)

где ф— угловой коэффициент, зависящий от взаимного расположения
поверхностей излучения и поглощения;

«с — приведенный коэффициент излучения;

Т щ—абсолютная температура излучения.

По наблюдениям А. В. Лыкова коэффициент теплоперехода и вели-
чина теплового потока у керамических масс незначительно меняется
с изменением пористости, что видно по данным приводимой ниже табли-
цы.

Таблица 10

Коэффициент теплоперехода и плотность
теплового потока керамической пластины

Пористость в %	Объемный вес в кг1м*	в ккал;м'‘ час град	°нз б ккал^м* час	Пористость * %	Объемный пес в хг.м'	в ккал'м* час град	м ккал ж’ чаг
29,7  36.8	1964  1740	15,2  15,2	' 1964 1740	41.5  46.2	1590  1464	14,9  15,8	1590  1464

Удельная величина теплового потока при излучении во много раз
превосходит аналогичную величину при конвекции. Так, например, при
сушке воздухом с температурой 100°, влажностью 5% и скоростью дви-
жения 2 м!сек, тепловой поток в первом периоде влагоотдачи равен
750 ккал/м2 час. При сушке же радиацией удельная величина потока
возрастает до 22 500 ккал>мг час, если температура излучателя равна
600°, и свыше 50 000 ккал1м2 час при повышении температуры излуча-
теля дс*800°

Таблица II

Влияние расстояния генератора излучения ни
плотность потока и коэффициент теплоперехода

Расстояние  сж	• в ккал.м* час град	в ккам'м* час	Рвсстошиие  <1 см	а а ккал'м* час град	я ккал, л1 час
14	8,9	174	8	9,95	410
12	9.1	237	6	Н.2	591
10	9,25	286	4	12,4	923
Величина потока излучателя в значительной степени зависит от
расстояния генератора от воспринимающей поверхности вследствие рас-
сеивания энергии Эта зависимость иллюстрируется следующими дан-
ными (табл. 11).

Представляет интерес характер распределения температур по тол-
щине керамической пластины (5,1 си) при нагреве се излучением, пока-
занный на рис. 22. Начиная с определенного периода времени, несмотря

на постоянную удельную величину лучи
стого потока, температура на поверхности
пластины становится меньше температуры
внутренних слоев.

Это явление может быть объяснено
следующим образом. Лучистая энергия про-
никает на определенную величину в глубь
материала и интенсивно прогревает слои,
несколько удаленные от поверхности. Здесь
в порах возникает циркуляция воздуха:
приток холодного наружного и выход внут-
реннего нагретого. Вследствие этого поверх-
ность материала охлаждается, а внутрен-
ние слои продолжают нагреваться как пу-
тем поглощения лучистой энергии, так и
путем теплопроводности. При лучистом на-
греве возникает градиент температур по
сечению изделия значительно больший, чем
при конвективной сушке воздухом. Этот
градиент иногда достигает 200° и больше.
При этом механизм сушки в значительной
степени зависит от соотношения температур
поверхности сушимого материала и окружа-
ющей среды.

Если температура среды /, меньше тем-
пературы поверхности облучаемого изде-
лия /п, то с увеличением скорости движения
воздуха интенсивность сушки в первом пе-
риоде снижается, так как поверхность изде-
лия охлаждается движущимся воздухом.
Если же имеет место соотношение 1С >1п.

Рис. 22. Распределение тем-
ператур по толщине «ерами
ческой пластины при сушке
радиацией

то с увеличением скорости движения возду-

ха возрастает н скорость сушки. Характер распределения температур у
поверхности материала, показанный на рис. 22, относится к случаю,
когда температура неподвижного воздуха в окружающей среде ниже
температуры материала.

При значительном градиенте температур в сушимом материале, как
указывает А. В. Лыков, закон перемещения массы в нем выражается
соотношением:

ч',п —	«гм* час,

(45)

где вл — количество перемещающейся влаги;

К — коэффициент переноса массы влагопроводностью;

То—удельный вес материала (абсолютно сухого);

— градиент влажности;

А—коэффициент переноса массы термовлагопроводностью;

V/ — температурный градиент.
Первый член этого равенства выражает количество влаги, переме-
щающейся под действием градиента влажности, .второй — под действием
градиента температуры. Если температурный градиент не велик, как
это обычно имеет место при конвективной сушке, то поток влаги опреде-
ляется главным образом величиной коэффициента влагопроводности и
направлен от центра к поверхности, т. е. противоположно потоку тепла.
При большом градиенте температур, как это имеет место при термоизлу-
чснии. превалирующее значение приобретает термовлагопроводность,
направление потока влаги совпадает с направлением теплового потока
и возникает противодействие продвижению влаги к поверхности сушимо-
го материала. В этом случае к открытой поверхности устремляется лишь
пар, образующийся в зоне испарения па некотором расстоянии от по-
верхности.

Указанные особенности механизма сушки путем инфракрасного из-
лучения ограничивают область рационального применения этого метода
в промышленности строительной керамики производством лишь тонко-
стенных изделий, таких как, например, фаянсовые облицовочные
плитки.

П. В. Соколовым проводились экспериментальные работы в этом
направлении. Опи выявили, что при температуре среды между излучаю-
щими экранами 120° плитки за 10 мин. высыхали от первоначальной
влажности 6,2% до остаточной 1%. При той же температуре в конвек-
тивном сушиле сушка плиток продолжалась 12 мин. При повышении
температуры среды до 150° сушка радиацией сокращалась до 7 мин.
Характер кривой сушки фаянсовых плиток инфракрасным излучением
остается таким же, как и при сушке нагретым воздухом. Величина кри-
тической влажности плиток при этом оказывается несколько ниже, чем
при сушке воздухом при одной и той же температуре среды. Поскольку
облучение плиток толщиной 4 мм производилось с обеих сторон, плитки
почти полностью пронизывались поглощенными тепловыми лучами.

Попытки сушить инфракрасными лучами толстые изделия нс дали
успеха: изделие быстро высыхает с поверхности и под действием воз-
никающего градиента влажности трескается. Предварительный прогрев
изделия (например, паром) несколько снижает этот градиент.

б)	Контактная электросушка

Метод контактной электросушкн токами промышленной частоты за-
ключается ® там, что сушимое изделие включается в электрическую цепь
как омическое сопротивление, и для прогрева его используется Джоуле-
во тепло.

Значительные работы в области контактной электросушки керами-
ческих изделий проводились В. Н. Зиминым и А. А. Шумилиным.

У влажных керамических маос теплопроводность и электропровод-
ность довольно высокие и заметно понижаются при малой влажности.

В отлично от сушки радиацией при контактной электросушке изде-
лие прогревается изнутри, поэтому нс возникает взаимного противодей-
ствия между потоками влаги, вызванными действием градиента влаж-
ности и градиента температуры. Отличительной особенностью этого
метода сушки является процесс саморегулирования, при одновременной
сушке изделий с различной влажностью. В связи с тем, что электропро-
водимость уменьшается с уменьшением влажности, сила тока возрас-
тает во влажных изделиях за счет уменьшения ее в более сухих изде-
лиях.
Па рис. 23 приводится схема опытной установки для электросушки,
заимствованная нами у А. А. Шумилина1.

Сушатся стекловаренные горшки значительных размеров, весом вы-
ше тонны каждый. Ввиду различной толщины отдельных частей изделия

применены три пары контактов, включенных в регулируемые цепи, для
осуществления различных режимов сушки. Напряжение в цепях регу-
лируется самостоятельными реостатами и Лв. Контактную электро-
сушку громоздких изделии можно осуществлять на месте их формова-
ния. Время сушки значи-

тельно меньше по срав-
нению с сушкой нагретым
воздухом. В табл. 12
приводятся некоторые
технико - экономические
показатели 1(по данным
А. А. Шумилина).

Несмотря на благо-
приятные показатели.

Рис. 23. Схема опытной установки для электро-
сушил

контактная электросуш-
ка получила применение
только в производстве
крупногабаритных огне-

упорных изделий для стекольной промышленности (стеклобрусьев и
стеклоплавильных горшков).

Таблица 12

Технико-экономические показателя конвективной
и контактной электросушки стекловаренных горшков

Показатели	Коивсктньнэя сушка		Контактная элсктросушка
	в помсшспхи	в камерном сушиле	
Время сушки в сутках		180	60	20
Занимаемая площадь в % •		100	30	10—15
Оборотные средства в полуфабрикатах в %	100	30	10—15
Удельный расход тепла в ккал/кг		10000	1500	боо—12оо

А. А. Шумилин, на основании экспериментальных данных и оценки
накопившегося опыта, приходит к следующим выводам:

1.	Метод контактной электросушки целесообразно применять для
сушки тяжеловесных крупных фасонов, изготовленных в небольшом ко-
личестве.

2.	Метод электросушки экономичен и обычно удельный расход
тепла (определяемый по расходу электроэнергии) не превышает
1400—1500 ккал на кг испаренной влаги; если остаточная влажность из-
делия больше 3—4%, то расход электроэнергии снижается.

3.	Весь процесс сушки можно проводить при невысоком напряже-
нии, и работа по обслуживанию, при соблюдении простейших правил
по охране труда, совершенно безопасна.

4.	Скорость сушки различных керамических изделий методом элект-
ропрогрева значительно больше, чем при воздушной сушке в сушилах и
цеховых помещениях.

1 Шумилин А. А., Сушка огнеупоров, Металлургиздат, 1952.
5.	Для контактирования изделий следует применять графитовую
массу и контакты из оловянной фольги.

в)	С УШКА ТОКАМИ ВЫСОКОЙ ЧАСТОТЫ

Недостатком сушки радиацией, как мы видели, является наличие
большого температурного градиента, направленного навстречу гради-
енту влажности. Этого недостатка лишена сушка в поле токов высокой

Рис. 24 Принципиальная схема установки для сушки токами высокой
частоты

частоты, пронизывающих всю массу материала одновременно. Вслед-
ствие этого материал прогревается повсеместно: однако вследствие ох
лаждения поверхностных слоев, омываемых окружающим воздухом,
температура в глубинных слоях оказывается более высокой и возника
ет тепловой поток, совпадающий по направлению с потоком влаги.

На рис. 24 показана принципиальная схема установки для сушки
токами высокой частоты. При замкнутом главном рубильнике 1 пере
менный ток промышленной частоты поступает из сети в силовой транс
форматор 2 для повышения напряжения. Затем в газотронных выпря-
мителях 3 переменный ток высокого напряжения преобразуется в посто
янный. Постоянный ток высокого напряжения питает генераторные
лампы 4, дающие ток высокой частоты в первичный колебательный кон-
тур, состоящий из катушки самоиндукции 5 и конденсатора переменной
емкости 6. С этим контуром в индуктивной связи находится вторичный
рабочий контур, также состоящий из катушки 7 и плоского конденсате
ра 8. Сушимое изделие 9 размешается между раздвижными обкладками
этого конденсатора в поле токов высокой частоты.

Установка снабжена измерительными, регистрирующими и защит-
ными (экранирующими) устройствами. Колебания в рабочем контуре
усиливают собственные колебания молекул материала и тем самым
увеличивается его внутренняя энергия — материал нагревается. При
этом материал поглощает тем больше энергии внешнего поля, чем ближе


частота собственных колебаний с частотой колебаний этого поля. По-
глощение энергии достигает максимума при резонансе колебаний.

В поле токов высокой частоты нагрев влажных изделий происходит
настолько интенсивно, что скорость парообразования внутри их опере-
жает скорость перемещения пара. Г. Л. Максимовым было установлено
экспериментально, что при высокочастотном нагреве вследствие указан-
ного явления возникает градиент давления.

Следовательно, перенос вещества в сушимом материале определяет-
ся не только температурными и влажностными градиентами, как это
имеет место при сушке радиацией, по еще дополнительным градиентом
давления. Поэтому закон перемещения массы имеет вид:

= —	—	— С?Р,	(46)

где К, й и С — коэффициент переноса массы влагопроводностью, тер
мовлагопроводностью и действием градиента общего
давления \Р.

. Однако при сушке токами высокой частоты температура материала
поддается регулировке в очень широком диапазоне и независимо от
температуры окружающей среды, поэтому всегда возможно поддержи-
вать величину градиента внутреннего давления в безопасных пределах.

Если метод радиации дает положительные результаты только при
сушке тонких изделий, то токи высокой частоты, наоборот, более рацио-
нально применять для сушки массивных изделий, так ка'к при этом ме-
тоде всегда можно вести процесс при малых градиентах влажности,
следовательно, при малых внутренних напряжениях. Токи высокой ча-
стоты беспрепятственно пронизывают изделия любой конфигурации, что
предопределяет область рационального их применения. Крупные фар-
форовые изделия со сложными очертаниями, требующие 70—ВО час.
сушки нагретым воздухом, могут быть высушены в поле токов высокой
частоты в течение 4—8 час.

Недостатком этого метода сушки является высокий расход электро-
энергии и необходимость тщательного соблюдения определенных мер
предосторожности со стороны обслуживающего персонала, имеющего
дело с током высокого напряжения.

Применение токов высокой частоты во многих случаях может быть
рациональным и рентабельным для первоначального подогрева изде-
лий. в комбинации с испарением влаги за счет тепла омывающего нагре-
того воздуха. При этом режим сушки следует вести при таких пара
метрах, когда температура материала в периоде постоянной скорости
влагоотдачи не превышает 100°. Такой режим создает условия, при кото-
рых испарение влаги происходит не внутри материала за счет энергии
магнитного поля, а с поверхности материала, за счет тепла агента суш-
ки — нагретого воздуха. Комбинированная сушка — токами высокой
частоты и нагретым воздухом — может найти применение в промышлен-
ности строительной керамики.
Глава вторая

Теоретические основы обжига

КЕРАМИЧЕСКИХ ИЗДЕЛИЙ

С К изделиям строительной керамик^) применяемым главным обра-
зом в качестве стенового, облицовочного и кровельного материалов,
.предъявляются многочисленные технические требования, ^Свойства из-
делий, отвечающие этим требованиям, формируются в нериод обжига,
являющегося/-поэтому важнейшим этапом в технологии керамического
производства^,Несмотря на это процессы, протекающие при обжиге
ынн. все еще остаются недостаточно изученными как вследствие их
сложности, так и трудностей методологического порядка, возникающих
в связи с высокими температурами, сопровождающими эти процессы.

(^При обжиге (так же, как и при сушке) мы имеем дело одновремен-
но с явлениями тепло- и массообмена. однако в данном случае значи-
тельно усложненного фазовыми и химическими превращениями. С по-
вышением температуры глин происходит испарение влаги, разложение
и выгорание органических примесей, разрушение кристаллической ре-
шетки, появление жидкой фазы и другие явления, которые имеют строго
определенную связь с переносом тепла. Единство всех этих процессов
и процессов теплообмена создает трудности для качественного и коли-
чественного изучения их, которые могут быть преодолены с помощью
высокоразвитых современных методов физико-химических и тсплофизи-
ческих исследований

В настоящей главе излагаются некоторые основные сведения о
процессе обжига керамических масс, которые хотя еще не создают
оформленной теоретической базы для расчета и регулирования этого
процесса, но облегчают сознательное конструирование и эксплуатацию
печей.

1.	Строение глин

Подавляющее большинство минералов, образующих глинистое ве-
щество, имеет кристаллическую структуру. Характер кристаллической
решетки этих минералов оказывает влияние на ход процесса обжига.

В минералогии глин известно и изучено большое количество глино-
образующих минералов, которые обычно объединяются в четыре группы:
кружками показаны центры тяжести от-

о о • он • 5/	• лг /мд)

Рис. 25. Схематическая структура
а —каолина; б — монтмориллонита

каолинитовую, галлуазитовую, иллитовую (гидрослюдистую) и монтмо-
риллонитовую. Академик Д. С. Белянкин выделял еще в отдельную
группу минералы монотермитовой группы. Однако по наиболее поздним
представлениям Р. С. Грима наиболее вероятным является предполо-
жение, что монотермит представляет собой смесь минералов каолинито-
вой и галлуазитовой группы. По своим водным и обжиговым свойствам
наиболее резко разнятся минералы каолинитовой и монтмориллонитовой
групп.

На рис. 25 приводится схематическая структура каолинита и монт-
мориллонита, где различны,*
дельных атомов (или ио-
нов).

Кристаллическая струк-
тура этих глинистых мине-
ралов имеет слоистое стро-
ение и классифицируется
двумя основными типами
решеток, отличающихся
друг от друга количеством
слоев глинозема и кремне
зема, составляющих кри-
сталлический пакет. Ре-
шетка каолинита состоит
из двух слоев: один слой —

тетраэдрический (па рис. 25 нижний слой) образуется ионами кремния,
второй слой — октаэдрический — образуется ионами алюминия. Кроме
ионов этих двух элементов, в кристаллической решетке каолинита име-
ются ионы кислорода и гидроксильной группы (ОН).

Каждый ион кремния находится в состоянии четверной координа-
ции. т. е. связан с четырьмя ионами кислорода и гидроксильной группы.
Ионы алюминия имеют более высокую степень координации — они свя-
заны с шестью атомами кислорода и гидроксильной группы.

Два слоя вместе образуют кристаллический пакет. Расстояние
между пакетами у каолинита равно 7,21—7,25 А*. Поскольку в пакетах
каолинита гидроксильные группы почти полностью расположены с их
внешней стороны, они называются открытыми пакетами. В дальнейшем
мы увидим, что это обстоятельство влияет па характер дегидратации
при нагреве каолинита.

Общая структурная формула для минералов каолинитовой группы
имеет вид: А120а-2 8Ю2 • 2 112О.

Монтмориллонит состоит из трехслойных пакетов с водными плен-
ками между ними. Внутренний слой —октаэдрический с ионами алю-
миния (или магния), два внешних слоя — тетраэдрических, с ионами
кремния. Расстояние между пакетами 9,6—21,4 А. В данном случае па-
кеты называются закрытыми, поскольку гидроксильные группы распо-
ложены внутри их. Структура монтмориллонита трудно поддается точ-
ному символическому изображению, так как соотношение между слоя-
ми. образуемыми на основе ионов кремния и алюминия, является ве-
личиной переменной.

В зависимости от состава кристаллы монтмориллонита придают
глинам различные свойства. Разновидности этих кристаллов могут об-
разовать структуру тонкочешуйчатую, крупночешуйчатую, удлиненно-
чешуйчатую и др.

* А — ангстрем, равен одной стомиллионной части сантиметра.
— 61 —
Монтмориллонит иногда выражают формулой 0,2 (К, Ма, М^г
Са)О • АЬОз-ЗЗЮг'1,5Н2О’0,5Н2О; сростки его кристаллов образуют
двух- и трехслонныс пакеты.

Кроме кристаллических минералов, образующих глинистое веще-
ство , в природных глинах встречаются и аморфные минералы, так на
зываемые аллофаны, В них, очевидно, ист химической связи между
8Ю2 и А1гО3 и их можно рассматривать как продукт совместной коагу-
ляции гелей этих соединений при выпадении из водных растворов и при
выветривании силикатов.

2.	Тепловые эффекты

ПРИ НАГРЕВАНИИ ГЛИН

В процессе нагревания в глинах проявляются тепловые эффекты,
количество и характер которых зависит от преобладающего рода гли-
нистого минерала. В связи с этим для определения минералогического
состава глин применяется так называемый термографический метод
анализа, при котором выявляются характерные тепловые эффекты на-
гревания. Исследуемую глину и эталон подвергают нагреванию в оди-
наковых условиях; при этом фиксируется температура среды и снима
стоя дифференциальная кривая нагревания, т. е. кривая разности
температур между глиной и эталоном. Род глинистого минерала опре-
деляется по количеству и форме тепловых эффектов, получаемых на
термограмме и по температурным интервалам, в которых эти эффекты
проявляются.

Наряду с термограммами целесообразно снимать также кривые
потери веса при нагревании, поскольку каждый минерал имеет харак-
терную для него кинетику потери веса. Поскольку при нагревании ми-
нералов потеря веса происходит главным образом вследствие обезво-
живания, то часто кривые изменения веса называют кривыми обезво-
живания. Это, конечно, неточно, так как при нагревании глин выгорают
органические примеси и разлагаются карбонаты (ППП—потери при
прокаливании).

Ознакомимся прежде всего с термограммами и кривыми потери ве-
са при нагревании глин следующих основных интересующих нас групп
минералов: • монтмориллонитовых, монотермитовых, галлуаз,нтовых и
гидрослюдных. Характерные термограммы приведены на рис. 26,а, а
кривые потери веса — рис. 26, б.

Термограммы глин обычно снимают таким образом, что на диффе-
ренциальных температурных кривых получаются пики и перегибы, при-
чем эндотермические эффекты (поглощение тепла) располагаются пика-
ми, направленными вниз, а экзотермические эффекты (выделение теп-
ла) — пиками, направленными вверх.

Как видно по кривым / и 2 на рис. 26, а, каолинит при нагревании
претерпевает эндотермическую реакцию в температурном интервале
590—600° и экзотермическую реакцию в интервале 9.50—1050°. Соответ-
ствующая кривая на рис. 26, б показывает значительную потерю.веса
в интервале температур, близких к температурам эндотермической ре-
акции.

При нагревании монтмориллонит, как видно по кривым 3 и 4 на
рис. 26, а, претерпевает три эндотермических эффекта и один экзотер-
мический. Первый эндотермический эффект имеет место при темпера-
турах 50—150® (иногда дополнительно при 200—235°), второй —при
температурах 550 760° и. наконец, третий — при 900 1000®. Второй
эндотермический эф
фект является наибо-
лее характерным для
глин монтмориллони-
товой группы; по сво-
им размерам он значи-
тельно меньше анало-
гичного эффекта при
500—600° у каолинита.
Что касается экзотер-
мического эффекта, то
он также значительно
слабее, чем у каоли-
нита; этот эффект поч-
ти исчезает на термо-
граммах многих монт-
мориллонитовых глин.

Кривые потери ве-
са для монтморилло-
нитовых минералов
показаны на рис. 26, б.
Эти кривые обычно
имеют четыре харак-
терные участка с раз-
личными скоростями
потери веса, о чем сви-
детельствуют различ-
ные утлы наклона ли-
пни отдельных участ-
ков.

Минерал моно-
термит получил свое
название по характеру
термограммы, на кото-
рой отмечается только
одни (кривая 5 на рис.
26. а) крупный эндо-
термический эффект в
интервале температур
450—550°. Эффект с
поглощением тепла
при низких температу-
рах у монотермита
очень незначительный,
а экзотермический эф-
фект при температу-
рах около 1000° часто
полностью исчезает.

Рис. 26. Термограммы (а),
кривые потери веса при
нагревании (б) различных
глинистых минералов, комп-
лексная диаграмма каоли
на (а)

а: / — каолинит маню польский
2 — каолак «ленинский:

3 — бензоинг огланлинский; 4 — асканит грузинский;
5 — мокотермнг члсов-ярекиЛ; 6 — галлуазит журанлввекий-
7 —гидрослюда (ближе к слюде); 6 — гидрослюда (ближе
к каолииу); У — иллит (гидрослюда); б: ( — каолин слсннв-
сквй; 1 — бентонит огланлхнекий: 3— монотермит часов.яр-
ений; 4 — галлуазит айдырлинский; а — гидрослюда (ближе
к слюде); 6 — гидрослюда (ближе к каолину); 7—иллит:
в: I — изменение длины образца; 2 —потери веса; 3 — днф
фсрспипальная кривая термических эффектов; 4 — скорости

подъема температуры печи



Кривая потери веса монотермита (рис. 26, б) имеет большую почти
горизонтальную площадку, простирающуюся от 100 до 350°.

Термограммы минералов галлуазитовой группы обычно содержат
два эндотермических эффекта (рис. 26, а): малый —при температурах
50—100° и значительный при 405—555°. Экзотермический пик наблюда-
ется в интервале температур 970—1060°. Термограмма галлуазита по
своим очертаниям близка к термограмме каолинита за исключением
низкотемпературного эффекта. По данным некоторых исследователей
второй эндотермический эффект у галлуазита протекает при несколько
более низких температурах, чем у каолинита.

Кривая потери веса галлуазита приведена на рис. 26, б.

Термограммы минералов гидрослюдной группы показаны на рис.
26, а, кривыми 7, 8 и 9. Гидрослюды, находящиеся близко к каолиниту
8, имеют слабый эндотермический эффект при 100°, в остальном —
очень схожи с каолинитом: большой эндотермический эффект при 600°
и экзотермический эффект при 1000°.

Иллит 9, отождествляемый иногда с понятием гидрослюды, имеет
большое сходство с монториллонитом по термическим эффектам: он
имеет три эндотермических эффекта в интервалах температур 100—170,
500—600 и 840—900. Иногда третий эффект непосредственно переходит
в небольшой экзотермический пик при температурах 900—950°.

Кривые обезвоживания гидрослюд показаны на рис. 26, б (5,6 и 7).

з.	Изменения глин при нагревании

Какие же процессы протекают при нагревании глин, обусловливая
эндотермические и экзотермические тепловые эффекты при различных
температурных интервалах?

Все эти эффекты связаны с дегидратацией, образованием новых
фаз и плавлением при высоких температурах. Эндотермические низко-
температурные эффекты являются следствием потери глинистыми ми-
нералами адсорбированной влаги. Следовательно, эти эффекты должны
проявляться тем сильнее, чем выше адсорбционная способность глины
и чем больше ее дисперсность. Возвращаясь к рассмотрению термо-
грамм, мы видим отсутствие низкотемпературного эндотермического
эффекта у каолинита, поскольку он обладает небольшой адсорбционной
способностью. Об этом свидетельствует также кривая потери веса, судя
по которой количество адсорбированной влаги у еленинского каолина
не превышает 1%, при обшей потери в весе около 14%.

В противоположность каолиниту, минералы монтмориллонитовой
группы отличаются высокой дисперсностью, поэтому они обладают
большой адсорбционной способностью и склонностью к набуханию.
При первом эндотермическом эффекте монтмориллонит теряет боль-
шую часть адсорбированной влаги (гигроскопической и набухания),
причем этот процесс протекает очень медленно. Количество влаги, вы-
деляемой монтмориллонитовыми глинами в период низкотемпературно-
го эндотермического эффекта, достигает 10—11%. Затем, при более высо-
ких температурах эти глины теряют еще 1,5—2% адсорбированной, так
называемой межпакетной влаги, поскольку' монтмориллонит является
минералом с трехслойной структурой кристаллического пакета.

Глины монотермитной группы и группы галлуазита занимают про-
межуточное место между описанными минералами по величине и ха-
рактеру низкотемпературных эффектов. При температурах 400—900°
глины теряют химически связанную конституционную влагу и этот про-
цесс называется собственно дегидратацией их. Этот процесс в тепло-
вом отношении является эндотермическим, т. С. протекает с поглоще-
нием тепла, обычно оцениваемого в 100—150 кал на 1 г глинистого ве-
щества. По новейшим данным К). П. Барского расход тепла на дегид-
ратацию колеблется от 7 кал>г для серицита до 180 кал)г для каоли-
нита.

Следует отметить, что по наблюдениям многих исследователей
эндотермическая реакция дегидратации одной и той же глины может
запаздывать в зависимости от скорости нагрева. Так, например, при
подъеме температуры глины до 1000’ в течение часа реакция наступа-
ла пр<и 550°, а при подогреве со скоростью всего лишь 200° в час —
при 460°. Одни исследователи считают, что реакция дегидратации, на-
пример у каолинита, происходит при температурах 440—450”, а X. С.
Никогосян приводит даже более низкий интервал — 300—400°.

На термограммах, показанных на рис. 26, дегидратация у глин ка-
олинитовой группы происходит в интервале температур 475 -590", у
глин монтмориллонитовой группы — 550—875°, у монотермита — 450—
550’ и у глин галлуазитовой группы — 405—555°.

По вопросу о том, что является продуктом дегидратации глин, су-
ществуют различные мнения. А. М. Соколов считает, что в результате
потери конституционной влаги глинистое вещество распадается на сво-
бодные окислы Л12О3 и 81О2. В доказательство этого предположения он
прокаливал при различных температурах глину, выделяя свободный
глинозем, растворяя его в 5%-ной соляной кислоте. Количество свобод-
ного А12О3 возрастало по мере дегидратации глины и достигало макси-
мума при полном удалении конституционной влаги.

В. И. Вернадский считает, что при температурах 400—450° глинис-
тое веществе превращается в ангидрид без распадения на свободные
окислы. Продуктом дегидратации каолинита он считает силикат типа
леверрьерита, или метакаолинита, имеющий формулу А12О3-281Ог. В
доказательство этого В. И. Вернадский указывает между прочим и на
то обстоятельство, что каолинит после дегидратации приобретает плот-
ность, равную 2,32—2,38, что значительно ниже плотности смеси сво-
бодных окислов (3,08).

Д. С. Белянкин указывает, что «метакаолин представляет собой
отнюдь не индивидуальное кристаллическое вещество, но тончайшую
дисперсную смесь свободных окислов 8Ю2 и А12О3, вполпе аналогичную
получаемой, в результате дегидратации аморфных аллофаноидов».

Можно согласиться с О. П. Мчедловым-Петросяном, что давний спор
о том, распадается ли каолинит при обезвоживании на окислы или
образуется метакаолинит (каолиновый ангидрид), нужно считать в на-
стоящее время решенным в пользу существования в какой-то мере упо-
рядоченной структуры, которую целесообразно назвать условно «мета-
каолином». О. П. Мчедлов-Петросян считает: «с кристаллохимической
точки зрения совершенно невозможно представить себе, что в процессе
постепенного обезвоживания сложной слоистой структуры происходит
полный распад на окислы. Нельзя объяснить и наличие аморфных окис-
лов в свободном состоянии при нагреве выше 600°. Непонятно, где со-
храняются в распавшейся структуре следы воды, а между тем ряд
исследований показывает, что последние остаются и при более высоких
температурах».

При эндотермическом процессе дегидратации глин выделяется зна-
чительное количество влаги. Так, например, монтмориллонитовые ми-
нералы в этот период теряют 5—6% химически связанной воды, что со-
ставляет две трети всей влаги, включая адсорбированную; минералы
группы каолинита содержат до 13% кристаллизационной влаги и всего
лишь 1—2% адсорбционной.

Наличие в некоторых случаях у монтмориллонитовых глин двух
следующих друг за другом высокотемпературных эндотермических эф-
фектов объясняется, очевидно, тем что дегидратация происходит при
температуре около 700°, а разрушение кристаллической решетки при
более высокой температуре —около 850°.

5 К. Л. Нохрэтян

- 65 -
При нагревании глин выше температур дегидратации происходят
экзотермические реакции в интервале 900—'1100° и выше. Каолинит
претерпевает две экзотермические реакции: с коротким по времени,
но интенсивным тепловыделением при температурах 950—1050° и с не-
значительным тепловым эффектом около 1130—1250°. Второй экзотер-
мический эффект наблюдается не у всех каолинов.

Нет установившейся обшей оценки и этих экзотермических реак-
ций. Одни исследователи предполагают, что в данном случае аморфный
глинозем — продукт распада глины при дегидратации — кристалли-
зуется с образованием 7-Л12О3 (Соколов, Ле-Шатслье и др.). Другие
считают, что проявляются новые соединения в виде силлиманита
(Л12О3’81О2) или муллита (3 А12О»-2 81О2), получающиеся либо из сво-
бодных окислов, либо из метакаолинита, образовавшегося после дегид-
ратации. Высказывается также мнение, что рассматриваемый низко-
температурный экзотермический эффект обусловливается одновремен-
ным распадом метакаолинита на окислы и переходом аморфного
А12О3 в кристаллический 7-Л12О3. Следует отметить, что различие
между силлиманитом и муллитом устанавливается с большим трудом.
Некоторые исследователи, пользующиеся рентгеноскопическим анали-
зом, утверждают, что им удается заметить разницу в кристаллическом
строении этих двух видов силикатных соединений.

Кажется более вероятным, что при экзотермической реакции при
900—1100° образуется одно лишь соединение — муллит, однако настоль-
ко субмикроскопическнн, что его трудно выявить при этих температу-
рах. С повышением температуры (1100—1200°) дисперсный муллит луч-
ше окристаллизовыпается, вследствие чего уже распознается при рент-
геновском анализе. При температурах 1250 1300° кристаллы муллита
настолько разрастаются, что становятся видимыми под микроскопом.

Однако П. П. Будников и X. О. Геворкян вообще считают малове-
роятным муллитообразоваине при низких температурах, поскольку
рентгенограммы в данном случае обнаруживают наличие 7-А12О3, что
несовместимо с реакцией образования муллита.

О. П. Мчедлов-Петросян, тщательно изучавший процессы, связан-
ные с нагреванием каолинита и монтмориллонита, высказывает следую
щие соображения о первом экзотермическом эффекте после обезвожи-
вания. Кристаллический -[-глинозем образуется при температурах
600—800°, и эта фаза не может быть стабильной при более высоких
температурах первого экзотермического эффекта. Наиболее вероятным
представляется перестройка кристаллической решетки как у каолини-
та, так и у монтмориллонита. При достижении определенной темпера-
туры повышается координационное число катионов алюминия и крем-
ния.

В главе первой указывалось, что монтмориллонит имеет более вы-
сокую адсорбционную способность и поэтому труднее отдает свою
влагу при сушке, чем каолинит. Особенность монтмориллонита в отно-
шении отдачи влаги проявляется и при высоких температурах.

Каолинит, имея двухслойную структуру, легко обезвоживается. 3
образовавшейся при этом метакаолинитовой структуре ион алюминия
может при дальнейшем нагревании до определенной температуры на-
ходиться в состоянии неустойчивой для него четверной координации, а
затем может перейти в высокую (шестерную) координацию, более ста-
бильную и характерную для каолинита. Повышение координацией кого
числа всегда связано с выделением тепла. Описанный характер перест-
ройки приводит к тому, что между эндотермическим эффектом, связан-
ным с дегидратацией, и экзотермическим эффектом, связанным с повы-
шением координации кагиона, проходит некоторое время, создающее
температурный интервал до 300°.

Монтмориллонит имеет трехслойную структуру, содержит меньшее,
чем каолинит, количество ОН-ионов, а катионом в решетке может быть
как атом алюминия, так и магния. Поскольку четверная координация
совершенно неустойчива как для иона кремния, так и для иона магния,
экзотермический эффект следует сейчас же вслед за обезвоживанием.

По мнению О. П. Мчедлова-Петросяна перестройка решетки пред-
шествует муллитообраэованию, имеющему место при температурах
первого экзотермического эффекта.

В каолинитовых глинах наблюдаются еще два экзотермических эф-
фекта при температурах 1150—1300° и 1210—1320°. У монтмориллони-
товых глин эти эффекты не наблюдаются. Большинство исследователей
второй эффект относят к реакции образования муллита, третий эф-
фект— к реакции образования кристобалита.

По вопросу о возможности образования муллита при температу-
рах, не превышающих 1000°, следует особо подчеркнуть, что температу-
ра начала реакции муллитообразования, как и для всех реакций, про-
текающих при нагревании глин и каолинов, зависит о? скорости подъе-
ма и длительности выдержки температур.

Ввиду того, что муллит образуется за счет каолинита, количество
его зависит от минералогического состава глин, а именно от содержа-
ния в них А12О3. Ниже приводится общая схема превращений при на-
гревании двух основных групп глинистых минералов, составленная
О. П. Мчедловым-Петросяном на основании отечественных и зарубеж-
ных исследований.

Таблица 13

Общая схема превращений основных глинистых минералов
при нагревании

Минералы	Температура в грал.				
	100—200	®о-?со	И0- 1000	900—1200	1201
Каолинит (каолипо- пап группа)	Удаление свобод- ной иолы» содержание Китирой растет со степенью амортиза- ции каолмннть. Осо- бенно характерно для гадлуазша	Уда хс икс ос- новной массы во- ды еоордимиро- накных ОН-ионов (обраэоммние ме- такаодкшгга)	Удаление слелои  ОН-МОпОв и перест- ройка решетки обыч- но с частичным отщеп- лением |-А]гОа« и «мг- ла прямое ейразюоа- ние мулянта	Муллит и кристоба- лит	Муллит и кристоба- лит
Монтморил- лонит (монтморил- ЛОНОНЛЫ)	Удаление гигроско- пической воды	Удаление меж- пакетной волы	Удаление ноорлн- нмрогмнепых ОН-ив- иов х перестройка решетки с выделени- ем шпинели и стекла	Кристоба- лит. шпи- нель. мул- лит и стек- ло	Муллит и стекло

4.	Изменения кварца при нагревании

Во всех керамических массах содержится значительное количество
несвязанного (свободного) кремнезема. В легкоплавких глинах он со-
держится в виде песка как природный компонент. Однако часто песок
вводится в глины дополнительно для их отощения, т. е. уменьшения
усадки. В фаянсовых и фарфоровых массах кремнеземистое сырье
является важной составной частью и играет двоякую роль: во-первых,
снижает усадку в период сушки и обжига, во-вторых, при высоких тем
пературах вступает в физико-химическое взаимодействие с компонента-
ми массы, в результате чего образуются соединения, обусловливающие
определенные технические свойства изделий. Кремнезем является необ-
ходимой частью глазурей и керамических красок.

При нагревании и охлаждении несвязанный кремнезем претерпе-
вает модификационные изменения, играющие существенную роль в фор-
мировании прочностных характеристик керамических изделий.

Кристаллический кремнезем встречается в семи полиморфных со-
стояниях, в различных температурных интервалах. На рис. 27 приво-

Рис. 27. Диаграмма состояния однокомпонентной системы 8Юг

дится диаграмма состояния однокомпонеитной системы по Фаннеру.
Здесь по оси абсцисс отложены условные значения упругости паров
5Ю2, а по оси ординат — температуры, соответствующие точкам моди-
фикационных превращений.

Как показывает диаграмма, обратимые процессы превращений про-
текают при следующих температурах:

1. а-кварц	; й-квард	при температуре 573®
2. а-кварц	«—7 а-трндимит	.	. "	870
3. а-триднмит	<—г «-кристобалит	.	.	1470®
4. а-крнсгобалит	расплав	.	.	1713®
5, « тридимит	- , р-трНДНМПТ	.	.	Н7°
6. 8-триднмнт	ч—р а-тридимит	.	•	163®
7. р-крнстобалит	<—р а-крпстобалит	.	.	180—270

Приведенная схема превращений кремнезема значительно расходит-
ся с практическими наблюдениями. П. П. Будников и X. О. Геворкян
приводят схему фактических превращений кремнезема (рис. 28) и отме-
чают, что: «для медленно идущих превращений указанные температур-
ные границы правильны лишь в условиях весьма длительного нагрева-
ния, при тонком измельчении исходных материалов и в присутствии
сильных минерализаторов. Превращения а-кварц ^«-тридимит кри-
стобалит без добавки минерализаторов иногда остаются незаметными и
протекают с трудом.
Практически, при нагревании кварца при 1000° он начинает превра-
щаться в кристобалит. Превращение в тридимит наблюдается лишь
при нагревании в присутствии флюсов; переход тридимита в кристо-
балит происходит при дальнейшем нагревании до 1600’.

При обжиге керамических масс, в которых обычно присутствуют
флюсующие примеси, в продуктах обжига при температуре до 1450°
наблюдаются непревращенный кварц, кристобалит и тридимит».

р- нристсбалип
“Й- ~8О-Т79°~’
а<_-_н^исто6алит

Оссы* и	Зыте 'ООО *

'етаиоистобалит

Р~ кварц-*- ос - кварц

I 6

заметно выше
интенсивно

кварцевое стеила

1200 -Г300"
от 1500°

Метанриитобалит,
вполне заметно от ^г.
1200-1^00° интенсивно 4
выше !^00 и до 1йЮ*

!1

Ос  тривигчит

Кремнеземистый
расмад

1’Е
'э

о о &
гч>|гъ <3
=1 = *

> II









^тридимит

Рис. 28. Схема превращений модификаций кремнезема

Влияние кремнезема на структуру керамического черепка заклю
чается в том, что при модификационных изменениях на границе опре
деленных температур в период нагревания и охлаждения происходит
изменение объема кремнезема, связанное с появлением напряжений в
керамической массе. Кривые раширений кварца, тридимита и кристо-
балита приводятся на рис. 29, а значения удельных весов и объемов
различных модификаций кремнезема даются в табл. 14.

Таблица !4

Удельные веса и объемы модификаций кремнезема

Моххфнктни	Удельный пес в г.'глг3	Укеяышй объем в г.м'е
з-кварц	  ^-кварц	 	  я-тридимит	. . . :	  3-тридимит			  ртрилимит 	  ^-кристобалит .	.		  3-кристобалнт 	  Кварцевое стекло (расплав)		2,533  2,65  2,228  2,242  2,27-2.35  2,229  2,33-2,34 2,21	0.3939 0,3773  0.4488  0.4455  0.4405- 0.4255  0.4486  0,4292-0.4274 0.4524
Как показывают кривые на рис. 29, характер расширения трех мо-
дификаций кремнезема совершенно различен. Термическое расширение
кварца протекает равномерно до 573°, т. е. до момента перехода а-квар-
ца в 3-кварц. Этот переход сопровождается внезапным линейным из-

менением. равным около 0.3%. или объемным изменением 0,82%. На-
чиная с температуры около 600° расширение кварца почти полностью

Рис. 29. Изменение объема квар-
ца, тридимита и кристобалита при
нагревании

прекращается.

.V тридимита происходит два скач-
кообразных изменения размеров: при
117 и 150°. Суммарный рост линейных
размеров при этом достигает почти
0,3%. Очень незначительное измене-
ние размеров тридимита наблюдается
также при температуре 450°.

Кристобалит претерпевает резкое
увеличение размеров при температу-
ре 230°. равное 1,13%.

Мерой интенсивности изменения
объема, характеризуемого той или
иной из кривых, показанных на рис. 29,
может служить (д угла наклона к оси
абсцисс касательной, проведенной в
данной точке кривой. Так, например,
на кривой изменения кварца точка А
лежит на участке чисто термического
расширения, а точка Б — на участке
полиморфного превращения. Проведя
касательные в этих точках и опреде-
лив значения тангенсов углов их нак-
лона с горизонтальной осью, устанав-
ливают, что интенсивность расшире-
ния в момент перерождения кварца

(1876° = 4,011) в 3,5 раза превышает интенсивность чисто термического
расширения (1851°= 1,235).

Постоянство кривых изменения размеров различных видов кремне-
зема послужило основой нескольких методов определения их количест-
венного содержания в керамическом черепке. Так, например, пользуясь
дилатометрическими кривыми черепка, подсчитывают процентное со-
держание той или другой модификации кремнезема, принимая, что при
определенной температуре расширяется только та модификация, кото-
рая при этой температуре перерождается. Следовательно, величина
эффекта расширения при дайной температуре пропорциональна содер-
жанию соответствующей модификации кремнезема.

5.	Образование керамического черепка

Глины после их обезвоживания рекристаллизуются, переходят почти
полностью в аморфное состояние и при дальнейшем нагревании вплоть
до 800—880° не имеют явной кристаллической структуры. Признаки
кристаллизации появляются при более высоких температурах. При этих
температурах в глинах образуется некоторое количество расплавленной
жидкой фазы при наличии значительного количества твердых частиц.
Между этими частицами, распределенными (диспергированными) в
жидкой среде, сохраняются еще силы взаимного притяжения и масса
вследствие этого имеет определенную упругость. Однако с повышением
температуры увеличивается количество расплава, соответственно умень-
шается упругость массы, в результате чего возникает остаточная дефор-
мация под нагрузкой и, наконец,—деформация под собственным весом.

/ Керамический черепок, имеющий качества, совершенно отличные
от качества сырья, образуется в результате плавления при высоких тем-
пературах отдельных компонентов массы, т. е. уже отмеченного образо-
вания жидкой фазы и спекания массы, представляющего собой особую
форму ее уплотнения. Эти два важнейших явления протекают парал-
лельно и тесно связаны между собой От степени развития стеклофазы
и степени спекания массы зависит в конечном счете фазовый состав
новообразований, определяющих качество черепка в его охлажденном
состоянии.

В период нагревания керамических масс, кроме плавления и спека-
ния, имеет место целый ряд и других процессов: дегидратация глини-
стых минералов, диссоциация карбонатов, окисление органических при-
месей, восстановление окисных соединений железа в закисные. В прак-
тических условиях обжига все эти процессы протекают не
последовательно, а налагаются во времени друг на друга и на процессы
образования жидкой фазы и спекания. Между этими процессами возни-
кают связи теплофизического и физико-химического порядка, объеди-
няющие их в сложный комплекс явлений тепло- и массообмена.

При обжиге изделии строительной керамики, основным сырьем для
которых служат легкоплавкие глины, нс может быть достигнута высо-
кая степень спекания при существующих методах обжига, поскольку
эти глины проявляют значительную деформацию под нагрузкой при
температурах появления и развития жидкой фазы. В этом случае речь
идет лишь об образовании жидкой фазы в таких количествах, которые
достаточны для создания связи главным образом между дегидратиро-
ванными частицами глинообразующих минералов и кварца. Эта связь
обеспечивает сравнительно невысокую механическую прочность.

Жидкая фаза играет значительно большую роль при формировании
черепка изделий тонкой керамики, к которым предъявляются более
высокие требования. С одной стороны, жидкая фаза сближает частицы
твердой фазы, действуя своими силами поверхностного натяжения, с
другой стороны, в ней растворяются частицы глинистых минералов и
несвязанного кварца и из расплава образуются новые кристаллические
фазы, более устойчивые, чем компоненты расплава.

Относительно малое количество жидкого расплава, по выражению
А. И. Августиника, можно «сравнить с некоторым механизмом, погло-
щающим сырье и вырабатывающим продуктовую кристаллическую
фазу».

Однако спекание керамических масс может обусловливаться не
только наличием жидкой фазы, как это было описано выше.

\ При высоких температурах, в процессе рекристаллизации, элемен-
тарные частицы кристаллической решетки приобретают большую под-
вижность, что обусловливает внутреннюю диффузию, при которой про-
исходит не только обмен местами между частицами одной и той же
кристаллической решетки, но и между частицами различных кристаллов:
такая подвижность элементарных частиц обусловливает возможность
протекания химических реакций в твердой фазе.

Диффузия в твердой фазе проявляется в виде связывания отдель-
ных кристаллов в укрупненные агрегаты, что определяется как начало
процесса спекания. Температура плавления является косвенным пока-
зателем прочности связи элементарных частиц в решетках кристаллов.
Согласно правилу Таммана, для однотипных кристаллических веществ
существует приблизительное соотношение: абсолютная температура спе-
кания равна 2/.ч абсолютной температуры плавления.

Существует термин «созревание», которым принято качественно
оценивать глубину и степень законченности процессов, связанных с
образованием керамического черепка. А. М. Соколов, автор этого тер-
мина, понимал под ним образование «максимально загустевшей жидко-
сти, при избытке компонентов приближающейся по своему составу к
определенным пределам наивысшей насыщенности, соответствующей ко-
нечной температуре обжига». Отсюда следует, что при данном .минера-
логическом составе сырья и максимально допустимой температуре об-
жига существует определенный предед спекасмости массы, характери-
зующий его технические качества. Поэтому задача рационального
обжига заключается в том, чтобы как можно ближе подойти к этому
пределу без повреждения изделий, т. е. без деформации под нагрузкой.

С этой точки зрения одна и та же степень созревания черепка может
быть достигнута при кратковременном обжиге и высокой конечной тем-
пературе или” наоборот, при длительном обжиге, но заканчивающемся
при более низкой температуре. Чем выше температура обжига, тем
интенсивнее проявляется спекание (уплотнение) массы в результате
диффузии частиц. Однако в практических условиях максимальная тем-
пература ограничивается неравномерностью температурного ноля как
по объему печи, так и по объему изделия. .

В фарфоровых массах процесс созревания черепка сопровождается
муллМинобразованием. Следовательно, нет достаточных оснований для
того, чтобы говорить о «температурном интервале» созревания черепка,
поскольку этот интервал не является постоянным и зависит от фактора
времени.

Нужно попутно отметить следующее обстоятельство. Как указывает
А. И. 'Августиник, далеко не всегда развитие процесса спекания кера-
мического черепка сопровождается улучшением его технических и экс-
плуатационных свойств. Это объясняется тем, что процессу спекания
в определенных температурных условиях сопутствуют другие процессы,
отрицательно влияющие на структуру черепка. Так, например, при об-
жиге фарфоровых масс после 1150—1200° начинается выделение газо-
образной фазы вследствие разложения щелочных и щелочноземельных
серпокислых соединений, снижающих объемный вес черепка, а следо-
вательно, и механическую прочность. Параллельно со спеканием могут
протекать также процессы образования фаз пониженного удельного
весах Например, при образовании муллита из дистена происходит уве-
личение объема до 18% или снижение удельного веса с 3.6 до 3,2. На-
конец, полиморфные преобразования кварцевых составляющих могут
также уменьшить объемный вес черепка в результате его разрыхления.
Следовательно, в ряде случаев в области спекания существует опреде-
ленный оптимум.

В процессе частичного плавления в керамических массах происхо-
дит уплотнение черепка и образование закрытых пор; уплотнение че-
репка вызывает так называемую огневую усадку, выражающуюся в
уменьшении размеров обжигаемого изделия.?

У глин легкоплавких и тугоплавких, являющихся сырьем для из-
делий грубой строительной керамики, уплотнение черепка начинается
уже при температурах, близких к 800°, без признаков деформации и с
заметным уменьшением количества открытых пор; подобное состояние
черепка называется началом его спекания Спекшийся черепок обычно
характеризуется резким снижением водопоглощения. В практике отне-
упорной промышленности принято считать хорошо спекшимся черепок,
поглощающий влагу не более 2% от своего веса. При дальнейшем по-
вышении температуры различные глины в различных температурных
интервалах сохраняют состояние спекания, после чего, вследствие за-
крытия пор, наступает вспучивание массы в результате газообразования
в замкнутых порах. Вслед за вспучиванием глины размягчаются; сте-
пень размягчения определяется деформацией под нагрузкой. Наконец,

при дальнейшем повышении
характеристики плавкости
глин служит степень их ог-
неупорности. Под термином
«огнеупорность» условно
принято понимать ту темпе-
ратуру, при которой тетра
эдр из испытуемой глины
(стандартных размеров),
размягчаясь, касается сво-
ей вершиной подставки.

Огнеупорность глин за-
висит от соотношения коли-
честв глинозема и кремне-
зема, содержащихся в них, и
от количества и характера
плавней; с увеличением со-
держания глинозема огне-
упорность возрастает.

Кроме того, как пока-
зал А. И. Августиник, на ог-
неупорность глины влияет
также их генезис.

В технике обжига при-
нято оценивать глины по
температурному интервалу
спекания-плавления, т. е. по

температуры начинается плавление; для

Рис. 30 Деформация куликовской тугоплавкой
глины в зависимости от температуры и на-
грузки

интервалу между темпера-
турой начала уплотнения
черепка (спекания) и тем-
пературой, при которой по
является деформация. Оче-

видно и этот термин не точно характеризует процесс, как и термин «ин-
тервал созревания черепка», о чем уже указывалось выше, поскольку
сам «температурный интервал» зависит от режима нагревания. Однако
мы будем пользоваться этим термином как получившим широкое при-
менение.

Температурный интервал спекания-плавления ограничивает воз-
можность достаточного уплотнения черепка, необходимого для прида-
ния изделию определенных технических свойств, допустимой деформа-
цией под определенной нагрузкой, испытываемой изделием в промыш-
ленных печах.

На рис. 30 показана деформация тугоплавкой кудиновской глины
в зависимости от температуры и нагрузки. Испытания производились
с нагрузкой 0,2 и 2 кг!см2 и без нагрузки. Как видно от 850 до 1100е
кривые деформаций для всех указанных трех случаев почти совпадают:
это свидетельствует о том, что внешним нагрузкам противодействуют
значительные внутренние силы упругости. При дальнейшем повышении
температуры в случаях отсутствия нагрузки и при нагрузке 0,2 кг/см*
деформация глины замедляется, а затем наступает вспучивание, т. е.
увеличение объема. Только при значительной внешней нагрузке
(2 кг/см2) преодолеваются внутренние силы вспучивания и деформация
продолжается вплоть до полного размягчения глины.

Д. И. Полубояриновым были произведены испытания легкоплав-
ких глин различных месторождений на деформацию под нагрузкой
0,5 кг/см.2, соответствующей реальным условиям обжига в туннельных
печах при высоте садки на вагонетках до 2 м. Испытанием определя-
лась огнеупорность глин как показатель предельных температур раз-
мягчения. Далее определялась спекаемость глин, характеризуемая опне-
вой усадкой, водопоглощением и объемным весом — в пределах темпе-
ратур 900—1250° с интервалом в 50°.

Ниже приводится таблица итоговых данных этих испытаний. На-
ряду с легкоплавкими глинами 15 месторождений аналогичным испыта-
ниям подвергалась лагненская огнеупорная глина. Как видно из табл. 15,
огнеупорность всех испытанных глин низка и колеблется в узких
пределах 1180—1235°. Температура, при которой деформация под на-
грузкой 0,5 кг/см2 достигает 3—4% и выше, составляет 1050—1150°.
Здесь предел допустимой деформации принят условно 3—4%, что дает
общую усадку до 60—80 мм при высоте садки на печной вагонетке в
2 м. Интервал между температурами начала спекания и размягчения
всех глия, подвергавшихся испытанию, составляет всего лишь 50° и
только в одном случае (Краснодарское месторождение) достигает 100°
Температурный интервал в 50° определяет то условие равномерности.

Таблица 15

Испытание глин на деформацию под нагрузкой

Месторождения гдкн	Огнеупорность » град.	Максимально до- пустимая темпера- тура обжига м трах.	Показатели при ю- пустхмо* температуре			Температура ле- формации лол на- грузкой в град.		гвзносль темпера- тур (по графам  3 И 7)
			величина  леформа- иии а %	объемный ст нес в кгдя'	подо пог до» шепме з %			
1	2	3	4	5	в	7		8
Рябовское (Ленинградской облас- ти) 	-	• •	1220	1000	3	2.3	3.7	1050		50
Новгородское .....	.	1220	950	5,8	2,1	7,5	1сОо		50
Курское .	.	.....	1200	1000	0.6	1,89	14,3	1050		50
Поповское (Ленинградской облас- ти) 		1235	1050	6.5	2,14	6	1100		50
Краснодарское 		1220	1000	0	1.91	8,8	1100		100
Новочеркасское 		1200	1000	0.2	1.9	11,3	1050		50
Гнездовское (Смоленской области)	1200	1050	2,05	1,96	9.7	1100		50
Пермское		1210	1050	0,85	1,88	13,9	1100		5»
Новосокольническое (Великолук- ской области) 		1220	1050	1,95	2,1	8,7	1100		50
Псковское				1180	10.50	1,1	1.8	17.4	1100		50
Незлобинское (Ставропольского края) 		1200	1050	0,»	1,82	16	1100		50
Черемушкинское (Москва).	. .	1290	950	0.6	1.91	12.8	1000		50
Бескудниковское (Москва) ....	1285	1000	2,4	1,97	12.2	1050		50
Кучи'нсхое (Москва) 		1105	1000	0,7	1.81	16,7	1050		50
Л'агненское (Воронежской облас- ти): легкоплавкая глина		1220	1050	1.7	1.9	12,8	1100		50
огнеупорная 		1670	1100	1.8	1.79	17,8			
которому должно удовлетворять температурное поле во всех сечениях
печи для обеспечения качественного обжига и безаварийной работы
туннельной печи.

Интересно сопоставить приведенные результаты испытаний легко-
плавких глин с результатами испытаний по тем же показателям латнон-
ской огнеупорной глины. Огнеупорность этой глины почти на 400° выше
огнеупорности легкоплавких глин. При температуре обжига 1100° эта
глина имеет нормальные показатели по объемному весу и водопогло-
щению при огневой усадке всего лишь 1,8%. Хотя температура размяг-
чения латпенской глины не определялась, можно с уверенностью до-
пустить, что температурный интервал между спеканием и размягчени-
ем равен минимум 200—250°.

Возвращаясь к обжигу легкоплавких глин, нуж;но еще раз отме-
тить, что при их обжиге необходимо иметь максимально равномерное
температурное поле.

В приведенной таблице результатов испытаний легкоплавких кир-
пичных и черепичных глин дается максимально допустимая темпера-
тура обжига. Эта температура определяется не по условиям спекания
(водопоглощения), а по условиям начала деформации под нагрузкой.
В большинстве случаев нормальная температура обжига на 50° ниже
максимально допустимой. Следует отметить, что все испытания прово-
дились с образцами, полученными пластичным формованием. Обжиг
изделий, полученных полусухим прессованием, показывает некоторое
отклонение от приведенных цифр.

При пластическом формовании в глину вводится значительное ко-
личество влаги, в результате чего, как показывает само название этого
метода формования, масса приобретает пластические свойства. Взаи-
модействие между дисперсными частицами глины и водными пленками,
их обволакивающими, под действием поверхностных сил приводит к
тесному сближению этих частиц по мере удаления влаги в период суш-
ки. В результате этого имеет место плотная укладка частиц глины, спо-
собствующая появлению большого количества контактных поверхно-
стей, что очень важно для интенсификации реакции в твердой фазе
при определенных высоких температурах. При полусухом прессовании
мы имеем дело с молотым глиняным порошком, -в который вводится
меньшее количество влаги, чем при пластическом формовании. Зерни-
стая масса, будучи спрессована при высоких давлениях, хотя и приоб-
ретает высокую прочность в необожженном состоянии, требует, однако,
и более высокой температуры для спекания черепка. Жидкая фаза, об-
разующаяся в период спекания черепка полусухого прессования, дол-
жна заполнить не только промежутки между дисперсными глинистыми
частицами в пределах зерен, но и пространства между отдельными зер-
нами-агрегатами.

Практика подтверждает изложенное положение: температура об-
жига изделий, изготовленных полусухим прессованием для получения
прочного и морозостойкого черепка, должна быть выше на 50—70° по
сравнению с температурой обжига изделий пластического формования..
Следует отметить, что обезвоздушивание глин оказывает явно положи
тельное действие па качества обожженного черепка, о чем свидетель-
ствуют работы Г. К. Сергеева, относящиеся к пластическому формо-
ванию. На рис. 31 приведена зависимость между степенью вакуумиро-
вания глины Безымянского месторождения (Куйбышевской обл.) и
техническими показателями обожженного черепка, выявленная Г. К. Сер-
геевым. Как показывают кривые, с повышением вакуума с 0 до
700 .«.и рт. ст. объемный вес обожженного черепка увеличивается с
1,88 до 1,95, прочность на сжатие повышается с 225 до 600 кг/см2, проч-
ность на изгиб повышается со 125 до 190 кг/см2, водопоглощение пада-

ет с 12,5 до 10%, в результате чего коэффициент морозостойкости возра
стает с 0,89 до 1,2. Приведенные данные относятся к кубикам, обож-

Рис. 31. Зависимость технических показателей
обожженного черепка от степени вакуумирования
глины

I — прочность ка сжатие; 3 — объемный вес: 3 — проч-
коси- на нагнб; 4 — водоггоглошение; Л —коьффипиепг
мороз ОС ТОНКОСТИ

женны.м при температурах
от 850 до 1000".

При вакуумировании,
как уже отмечалось, дис-
персная глина освобождает-
ся в значительной степени
от адсорбированного возду-
ха, вследствие чего возра-
стает гидрофильность глины
со всеми вытекающими по-
ложительными последствия-
ми. С удалением влаги уве-
личивается количество кон-
тактных поверхностей меж-
ду частицами, а при
высоких температурах ин-
тенсифицируется реакция
в твердой фазе.

Таким образом, можно
утверждать, что вакуумиро-
вание дает возможность при
более низких температурах
получить те же технические
качества черепка, которые
получаются обычно при бо-
лее высоких температурах,
т. е. вакуумирование как
бы снижает температуру не-
обходимого спекания череп-
ка. С другой стороны, экс-
перименты показывают, что
вакуумирование значитель-
но увеличивает механиче-
скую прочность сырца во
всех стадиях его сушки, по-
догрева и обжига и, следе
вателыю, уменьшает вели

чину деформации при высоких температурах.

В результате такого двустороннего воздействия на глину, вакууми-
рование практически расширяет температурный интервал спекания, что
чрезвычайно важно при обжиге легкоплавких глин.

В фарфоровые и фаянсовые массы вводятся специальные добавки
для увеличения количества жидкой фазы в период спекания. Можно
сказать, что при наличии таких добавок (плавней) при более низких
температурах получается количество жидкой фазы такое же, какое
могло бы быть получено в той же массе в ее естественном состоянии,
при нагреве до более высокой температуры. Количественный рост жид-
кой фазы при этом обусловливается либо низкой температурой плавле-
ния самой добавки, либо образованием эвтектического расплава при
взаимодействии добавки с основной массой^
^Полевые шпаты или их заменители, вводимые в керамические
массы для образования жидкой фазы, не только плавятся сами, но и
растворяют другие составные части этой массы?) Кроме того, плавни
способствуют образованию новых кристаллических фаз. Наиболее бла-
гоприятным плавнем являются калиевые шпаты, так как с увеличе-
нием содержания калия повышается густоплавкость. В связи с этим ко-
личество пегматитовых плавней определяется соотношением К>0 и №гО.

А. И. Августиник указывает, что «существенное влияние на начало
плавления и на полное расплавление оказывает размер зерен полевого
шпата и интенсивность подъема температуры. Чем тоньше зерно и
медленнее нагрев, тем ниже температура плавления и тем ближе она
к теоретической». Плавление полевого шпата в керамической массе
приводит, начиная с 1000°, постепенно к уплотнению материала изде-
лия, благодаря действию поверхностного натяжения расплава. Рас-
плавление смеси каолина и кварца с полевым шпатом вызывает ча-
стичное растворение каолина и кварца в образующемся стекле с изме-
нением удельного веса расплава и показателя преломления. При этом
удельный вес фарфора снижается с 2,61 при 950° до 2,48 при 1350°.

Различные экспериментаторы дают различные величины раствори-
мости кварца и каолина в полевом шпате в зависимости от вида его: на
100 г шпата растворяется кварца от 4 до 70 г и каолина — от 14 до 36 г.
'"Огнеупорные, фаянсовые и фарфоровые массы приобретают вы-
сокою прочность в результате образования муллита при температурах
их обжига. Появление жидкой фазы способствует росту линейных раз-
меров кристаллов. В этом и заключается благотворное влияние поле-
вого шпата и его заменителей на образование новых кристаллических
фаз?)

6.	Влияние газовой среды

НА ОБРАЗОВАНИЕ ЧЕРЕПКА

На формирование керамического черепка значительное влияние
оказывает характер газовой среды, в которой производится обжиг.
Этот характер определяется главным образом количеством свободного
кислорода в печи.

Если обжиг ведется при избытке воздуха по отношению к теорети-
чески необходимому количеству в размере, не превышающем 1,5—2%,
газовая среда считается нейтральной. Окислительная среда содержит
избыточного кислорода от 2 до 5%, сильно окислительная - до 10%.
Восстановительная среда характеризуется избыточным кислородом в
пределах до 1%.Тпри обжиге фаянсовых и фарфоровых изделии до
температуры 1000* поддерживается окислительная среда. По достиже-
нии 1040—1080° и до 1230—1250’ газовая среда должна стать восста-
новительной, т. е. с очень малым содержанием кислорода, с тем чтобы
осуществить процесс перехода окисных форм железа в закисные. Вос-
становительная среда создается окисью углерода, которая проникает а
поры черепка и содействует восстановлению окиси железа. При мак-
симальном подъеме температуры до 1230— 1250° и выдержке при ней
среда поддерживается в нейтральном состоянии. Если масса содержит
повышенное количество железистых соединений или других легкоплав-
ких примесей, то необходимо создавать восстановительную среду при
более низких температурах (980—1000°), с тем чтобы восстановление
окислов железа протекало до образования значительного количества
жидкой фазы.\
Поскольку легкоплавкие глины обычно являются высокожелези
етыми, в восстановительной среде происходит переход железистых при-
месей в легкоплавкие силикаты железа с выделением газообразных
соединений. Газообразование может вызвать вспучивание изделий при
определенной степени их размягчения.

Как показывают наблюдения, температура размягчения многих
глин в период обжига зависит в свою очередь также от характера сре-
ды: в восстановительной среде эта температура снижается, в окисли-
тельной среде — повышается. По данным Р. М. Зайонца кудиновская
тугоплавкая глина имеет в окислительной атмосфере при 1000° вяз-
кость, равную 5- 10э пуаз, а в восстановительной — 2.6-10® пуаз; сни-
жение вязкости при этой температуре составляет почти 50%. Бескудни-
ковская легкоплавкая глина при 1000° в окислительной среде имеет
вязкость 25-10* пуаз, а в восстановительной всего лишь 0,8-10® пуаз.
Для кудиновской глины одна и та же вязкость может быть получена
в восстановительной среде при температуре меньшей примерно па 50°
по сравнению с температурой окислительной среды, а для бескудников-
ской глины аналогичное снижение температуры составляет свыше 100°

Влияние характера атмосферы па вязкость глины, как мы уже от-
мечали, объясняется тем, что в восстановительной атмосфере окись же-
леза переходит в более легкоплавкое соединение — закись железа. Это
подтверждается приведенными выше примерами: кудиновская туго-
плавкая глина с содержанием 3,55% окиси железа менее подвержена
влиянию атмосферы обжига на температуру размягчения, чем бескуд-
никовская легкоплавкая глина с содержанием 6,05% окиси железа.

Процесс газообразования особенно усиливается, когда в высокоже-
лезистых глинах происходит разложение карбонатов, при котором вы-
деляется углекислый газ. Выделение углекислоты происходит в широ
ком интервале температур от 550 до 900° при разложении как известко-
вых, так и магнезиальных карбонатов. Ввиду того, что процесс распада
карбонатов при указанных температурах происходит медленно, необхо-
димо доводить легкоплавкие карбонатные глины до температуры спека-
ния после того, как закончится газообразование, так как в противном
случае уплотнение массы приводит к вспучиванию.

Если при разложении карбонатов в глине образуется значительное
количество свободных окислов (СаО и МуО). то эти окислы, поглощая
из влажных печных газов сернистую кислоту, образуют сульфаты, ко-
торые после обжига растворяются дождевой водой и при испарении по-
следней выносятся па поверхность изделий в виде солей, образующих
налеты и выцветы.

Газовая среда в печи может быть активизирована вводом в нее
воданого пара. Водяной лар благоприятствует образованию полево-
шпатового стекла, ускоряет образование муллита.

7.	Выгорание органических примесей

Органические примеси состоят либо из различных горючих частиц
в виде рассеянных включений, либо нз гумуса (перегноя), который ад-
сорбируется дисперсными частицами глинистых минералов, а иногда
вступает с ними в химическую связь.

Гумус представляет собой продукт распада растительных и живот-
ных организмов и синтеза новых сложных соединений, образовавших-
ся в результате биологических и биохимических процессов в почве.
Гумус находится в тесной связи с коллоидной фракцией глины и мо-
жет быть удален из нее либо прокаливанием, либо методом химиче-
ского растворения. Судя по термограммам глин, содержащих гумус в
количестве около 1% к более, в интервале температур от 200 до 550"
наблюдается экзотермический эффект, соответствующий окислению гу-
муса. Огнеупорная часов-ярская глина, в которой гумуса содержится
всего лишь 0,22%, лишена экзотермического эффекта в указанном выше
температурном интервале, улавливаемого термографическим анализом.
Возможно, что в этом случае ничтожное выделение тепла компенсиру-
ется эндотермическим эффектом начинающейся уже дегидратации.

Содержание выгорающих органических примесей и включений в
некоторых глинах достигает значительных размеров, что объясняется
условиями их залегания. В качестве, керамического сырья применяют-
ся, например, аргиллиты, у которых потери при прокаливании дости-
гают 50%.

(_3а последнее десятилетие в производстве некоторых изделий строи-
тельной керамики широко применяют искусственное введение в шихту
молотого топлива в количестве до 70—80% от общего количества, тре-
буемого для обжига.

Прежде чем оценить технологическое и теплотехническое значения
органических примесей и добавок, выгорающих при обжиге изделий
грубой строительной керамики, следует; остановиться на особенностях
процесса горения в среде этих изделий?}

Многочисленными исследованиями установлено, что реакция горе-
ния заметно ускоряется при соприкосновении горючих газов и воздуха
с поверхностью нагретых твердых тел. При температурах свыше 500°
ускоряющее действие на реакцию горения производят все твердые тела
и практически в одинаковой степени независимо от их физического и
химического строения. При более низких температурах каталитическое
действие различных тел проявляется в неодинаковой степени. Керами-
ческие массы являются катализаторами горения как при низких, так и
при высоких температурах.

При соприкосновении газа и воздуха с раскаленной поверхностью
твердых катализаторов повышается степень полноты горения при мини-
мальных избытках воздуха. В связи с особыми условиями сгорания га-
за при соприкосновении с твердыми катализаторами различают горе-
ние гомогенное и гетерогенное, т. е. горение в однородной и разно-
родной средах, отдельные фазы которой имеют между собой явно вы-
раженную поверхность раздела. Гетерогенное горение принято назы-
вать поверхностным или беспламенным горением.

Существуют различные теории механизма поверхностного горения
Многочисленные каталитические теории по-разному объясняют ускоря-
ющее воздействие твердых поверхностен на процесс горения.

Адсорбционная теория предполагает, что ускорение реакции горе-
ния происходит вследствие того, что все твердые тела сгущают (адсор-
бируют) па своей поверхности газы и пары; выделяющееся при этом
адсорбционное тепло повышает температуру адсорбированного слоя и
ускоряет реакцию окисления. Некоторые исследователи указывают,
что не вся поверхность твердого тела проявляет одинаковую актив-
ность: наибольшей активностью в процессе адсорбции отличаются ато-
мы катализатора, расположенные па острых вершинах поверхности.
Ускоряющее воздействие керамических масс усиливается очевидно еще
и аккумуляцией тепла, выделяющегося при реакции горения.

Теория электронной эмиссии предполагает, что при соприкоснове
нии газов с раскаленной поверхностью последняя заряжается электри-
чеством и вследствие ионизации среды происходит активация газов:
раскаленная поверхность испускает потоки электронов, в присутствии
которых резко возрастают скорости протекания химических реакций
Считают, что активация газов происходит не только у самой поверхно-
сти катализатора, но и распространяется в глубь газовой среды, т. е. пе-
реходит с поверхности в объем газовой смеси при помощи активирован-
ных катализатором молекул газа. Особо активная роль электронной
эмиссии, воздействующей па ускорение реакции горения, отмечается у
раскаленных керамических поверхностей.

Ряд физических теорий, в отличие от каталитических, нс придает
значения ускоряющему действию собственно поверхностей раскален-
ных тел и объясняет поверхностное горение тесным смещением газа и
воздуха и высокой температурой в зоне горения.

Для повышения эффекта беспламенного горения ряд эксперимен-
таторов проводил значительные работы, с одной стороны, по актива-
ции керамических огнеупоров, служивших средой поверхностного горе-
ния, а с другой стороны, — по активации самого топлива.

М. Б. Равич занимался изучением шамота в его естественном со-
стоянии и в активированном виде как катализатора при горении водоро-
да и окиси углерода. Важно отметить, что эксперименты производились н
условиях, исключающих воздействие на скорость горения таких физи-
ческих факторов, как смешение воздуха с газами и различной темпе-
ратуры при ведении процесса горения в обычных условиях и в присут-
ствии шамота; следовательно, изучалось влияние на процесс горения
только воздействия поверхностей шамота в зависимости от его хими-
ческого состава. Шамот применялся как в чистом виде, так и активн
рованный окисла ми различных металлов, в том числе и железа. Окислы
наносились на шамот в виде нитратов, и при прокаливании при 400° на
шамоте осаждались свободные окислы.

Выводы, к которым можно прийти на основании работ М. Б. Рави-
ча, сводились к следующему.

1.	При низких и средних температурах (до 600°) керамические
массы оказывают сильное каталитическое влияние на процесс горения,
причем степень воздействия находится в зависимости от химического
состава этих масс.

2.	Каталитическая активность керамических масс значительно по-
вышается с увеличением содержания в них железа.

3.	Окиси калия и алюминия служат промоторами для основного
катализатора, т. е. увеличивают его активность, сами не будучи катали-
заторами.

Работа по подбору катализаторов горения велась с шамотом и
огнеупорной глиной, поскольку практическая задача, стоявшая перед
экспериментаторами, заключалась в подыскании каталитической среды
для развития высоких температур горения. Однако легко заметить,
что благоприятное воздействие на скорость горения железистых соеди-
нений находится в противоречии с высокой огнеупорностью каталити-
ческой среды. Поэтому есть основание предполагать, что при обжиге
легкоплавких глин с более высоким, чем в огнеупорных глинах, содер-
жанием железа должен возрасти каталитический эффект.

При сжигании твердою» топлива можно достичь интенсификации
процесса горения не только путем воздействия накаленных поверхно-
стей, но и путем активации самого топлива. Установлено, что примене-
ние углекислых щелочей в качестве активирующих топливо веществ
дает положительные результаты. Также положительно влияют на про-
цесс окисления кокса карбонаты натрия и кальция.
Возвращаясь к вопросу выгорания горючих примесей и добавок,
имеющихся в глинах, следует отметить, что этому выгоранию прежде
всего способствует каталитическое воздействие пористой керамической
среды, в которой находится горючее. В этой активированной среде, с
одной стороны, затруднен доступ кислорода извне, с другой, — имеет
место ускорение реакции горения по сравнению с обычными условиями
свободного горения.

Механизм горения, заключающийся в выходе из керамической
массы к ее поверхности реагирующих (горючих) газов и протекании хи-
мической реакции па ее поверхно-

сти, позволяет относить этот вид го-
рения к диффузионному горению.

При низких температурах, обу-
словливающих медленное протека-
ние реакции горения, поступление
кислорода к поверхности керамиче-
ской массы опережает скорость этой
реакции, опережает выход к по-
верхности реагирующих газов. При
повышенных температурах скорость
реакции увеличивается быстрое,
чем скорость подвода кислорода.
Вследствие этого с определенного
момента горение лимитируется по-
ступлением реагирующих газов.

^-Поскольку горение происходит
не па самой поверхности керамиче-
ской массы, а в некоторой поверх-
ностной зоне, речь идет, очевидно, о
встречной диффузии кислорода и
горючих газов?) Если в условиях
свободного горения углерода в воз-

Рис 32. Повышение концентрации уг-
лерода внутри керамического изделия
' при нагревании

душной среде диффузионное горение наступает при температурах, пре-
вышающих 1000°, то в пористой керамической среде такое горение начи-
нается с температур 300—400°.

Как показали ценные исследования А В. Шлыкова и Н. А. Каза

кова, из многочисленных факторов, влияющих па скорость и полноту
горения топлива, введенного в глину, наибольшее значение имеют тол-
щина и газопроницаемость (пористость) черепка, природа топлива и
его концентрация в глине, химический состав самой глины и темпера-
турный режим обжига.

В процессе обжига изделий с запрессованным топливом наблюдает
ся следующее явление. В теле изделия в области высоких температур
происходит эндотермическая реакция СО24-С -2СО. В области низких
температур эта реакция протекает в обратном направлении, т. е. про-
исходит диссоциация окиси углерода с образованием углекислоты и
свободного углерода. Под действием разности парциальных давлений
окись углерода диффундирует с поверхностных слоев черепка внутрь
(из области высоких температур в область низких температур). Здесь
она диссоциирует с образованием свободного углерода и углекислоты,
которая диффундирует в обратном направлении, т. с. из внутренней об-

ласти низких температур к поверхности черепка, и реагирует с твердым
углеродом. В результате такого двустороннего процесса при нагреве
черепка в печи углерод переносится из периферийных слоев во внут-
ренние (как это видно на рис. 32), где его концентрация увеличивает
ся, а условия горения ухудшаются. Количественная сторона такого пе
ренесения углерода топлива внутрь черепка будет зависеть при прочих
равных условиях от толщины черепка, определяющей температурный
градиент и диффузионное сопротивление/

Скорость перемещения зоны выгорания топлива обратно пропор
циональна расстоянию этой зоны от поверхности черепка, а продолжи-
тельность процесса выгорания пропорциональна квадрату толщины че-
репка. Пористость черепка при данной толщине определяет степень
тормозящего действия на диффузию кислорода выделяющихся из че
репка газов.

Влияние состава Печных газов и скорости их движения проявляет-
ся в том, что этими факторами определяется разность концентраций

Рис. 34. Влияние концентрации
топлива на процесс его выго-
рания

кислорода и горючих газов на поверхности черепка .и внутри его, сле-
довательно, и скорость встречных диффузий. Чем больше избыток воз-
духа в печной газовой среде и чем больше скорость омывания этими
газами поверхности черепка, тем больше скорость выгорания топлива.
По исследованию Н. А. Казакова при обжиге изделий с большими из-
бытками воздуха и неизменном температурном режиме процесс горе-
ния значительно ускоряется (рис. 33). Так, например, при коэффициен-
те конечного избытка воздуха а=5 время выгорания углерода в инерт-
ной пористой среде плоскопараллельной пластины сокращается почти
в 3 раза по сравнению с временем, требующимся при х= 1.

От характеристики топлива, вводимого в глину, зависит температу-
ра, при которой оно начинает выгорать, и пористость черепка при одной
и той же концентрации топлива. Увеличение концентрации топлива в
глине действует двояко на скорость выгорания. С одной стороны, про-
порционально количеству топлива возрастает потребность в кислороде,
который должен диффундировать внутрь черепка; это обстоятельство
при прочих равных условиях должно растянуть время выгорания. Но с
другой стороны, по мере выгорания топлива возрастает пористость че-
репка. что снижает диффузионное сопротивление. Исследования показы
вают, что в конечном счете скорость выгорания возрастаете увеличением
концентрации топлива. Эта зависимость показана на рис. 34, где сплош
ними линиями показаны теоретические линии выгорания для соотношения
глина — топливо 20: 1 (кривая /), 10: 1 (кривая 2) и 5: 1 (кривая 3).
построенные при условном постоянстве пористости глины. Пунктирные
линии 2а и За построены для концентраций 10 : 1 и 5 : 1 с учетом роста
суммарной пористости образцов за счет вторичной пористости, появ-
ляющейся при выгорании топлива.

Содержание соединений железа и карбонатов в составе черепка
влияет на характер выгорания топлива в нем: с увеличением содер-
жания железа возрастает разность между температурами размягчения
массы, обжигаемой в окислительной и восстановительной средах. Это
обстоятельство в рассматриваемом случае увеличивает опасность вспу-
чивания глины при выгорании топлива, создающей восстановительную
среду во внутренних слоях изделия. Наоборот, эта опаспость уменьша-
ется с повышением содержания мелкодисперсных карбонатов, парали-
зующих отрицательное влияние окислов железа. Кроме того, в резуль-
тате диссоциации карбонатов возрастает пористость черепка. Карбо-
наты глины при нагревании разлагаются с выделением углекислоты.
В свою очередь, СОг, реагируя с углеродом топлива, создает дополни-
тельный поток СО из внутренних слоев сырца к периферии. Это об
стоятельство дополнительно ускоряет выгорание топлива.

Интенсивность выгорания топлива с повышением температуры об-
жига сначала быстро возрастает до определенного предела, а затем
замедляется. Возрастание скорости выгорания с повышением темпера-
туры длится до начала появления жидкой фазы за счет ускорения реак-
ций, повышения пористости глины, ускорения газовой диффузии. Затем,
по мере спекания черепка выгорание замедляется и прекращается пол-
ностью. Поэтому температурный режим должен быть построен таким
образом, чтобы топливо в основном успело выгореть до начала спекания
черепка.

В глину можно вводить как короткопламенные, так и длнннопла-
менные топлива. В последнем случае потери с летучими оказываются
значительно меньше, чем можно было бы предположить по аналогии
со свободным горением топлива с высоким содержанием летучих.

Прежде всего можно считать, что низкотемпературное беспламен-
ное горение в керамических массах начинается при температурах
300—350°, в то время как температура воспламенения топлива с 40%
летучих при свободном горении не ниже 450—500°. При низких темпе-
ратурах выделяются фракции летучих с малой теплотворной способ-
ностью. Так, например, при температурах до 300—350°, когда уже на-
чинается беспламенное горение, выход летучих из челябинского бурого
угля составляет всего лишь 4% его теплотворной способности. Кроме
того, благодаря значительному перепаду температур на поверхности
керамической массы и в окружающей печной среде, к моменту начала
развития беспламенного горения на этой поверхности температура печ-
ных газов достигает и даже превышает температуру воспламенения ле-
тучих при свободном горении. Поэтому летучие составляющие топлива,
не успевшие сгореть до выхода из изделия, догорают в окружающей
печной среде.

Механизм выгорания органических примесей в глинах аналогичен
описанному механизму выгорания искусственно введенного топлива.

8.	Напряжения, возникающие

В ЧЕРЕПКЕ ПРИ ОБЖИГЕ

' Несмотря на коренное различие, существующее между процессами
сушки и обжига в отношении протекающих физико-механических явле-
ний, можно наметить определенную аналогию в причинах, вызываю-
щих деформацию и нарушение сплошности изделий при атшспро-
цессах.	г

При сушке керамических изделий, как ужс(отмечалось, недопущен-
ная усадка вызывает объемно-напряженное состояние их. ТгГкое же со-
стояние возникает в издслиях\при нагреве и охлаждении их под дей-
ствием недопущении* изменений объему Причиной возникновения не-
допущенпой усадки при сушке является неравномерное распределение
влажности, появление градиента влажности.'^Причиной появления не-
допущенного объемного изменения при обжиге (нагреве и охлаждении)
является неравномерная усадкд или расширение вследствие возникно-
вения температурного градиента.'

Как при сушке, так 1^при обжиге возникающим в изделиях напря-
жениям противодействует связность материала, определяемая его
Структурно-механическими свойствами. При сушке, как мы видели,
'структурно-механические и теплофизическце. свойства керамических
5гасс>.ме11яются~^изхгёНён»[ём влагосодержапияД при обжиге^ эти свой-
ств заменяются с изменением температуры?) Существенное различие в
этом отношении вносится тем обстоятельством, что [при обжиге кера-
мические массы подвергаются коренным фазовым превращениям.

Хотя аналогия, описанная выше, и осложняется глубокими фазовы-
ми превращениями при обжиге, есть все основания для утверждения,
что методология определения оптимального режима обжига или скоро-
стей нагрева и охлаждения может быть применена принципиально та-
кая же, как и при сушке.

По аналогии с критическим перепадом влажности следует исполь-
зовать понятие — критический температурный перепад, который соот-
ветствует такому температурному перепаду между центральными и
поверхностными слоями изделия, при котором силы возникающих на-
пряжений становятся равными силам сопротивления обжигаемого ма-
териала. В пределах каких температур может быть сохранена аналогия
между состоянием сушимых и обжигаемых изделий и какого рода прин-
ципиальные различия возникают, когда керамическая масса в процес-
се обжига из упругого состояния переходит в пластическое,— эти во-
просы требуют еще тщательного исследования.

В теории упругости металлов изучается зависимость между раз-
личного рода нагрузками и появляющимися напряжениями и деформа-
циями. Эти зависимости могут быть использованы для керамических
масс в ограниченных температурных пределах и при строгом учете спе-
цифических условий. Общие решения, которые даются в теории упруго-
сти металлов, исходят из следующих предпосылок: тело является одно-
родным и изотропным; теплофизические м другие константы не зависят
от температуры; термические расширения пропорциональны росту тем-
пературы.

Эти условия соблюдаются в керамических массах лишь прибли-
женно, причем с удовлетворительной для технических расчетов точно-
стью, только до наступления упруго-пластического состояния. Поэтому
факторы, влияющие на величину возникающих напряжений и на силу
сопротивления изделия этим напряжением, должны стать предметом
теоретического исследования и экспериментирования, имеющих боль-
шое практическое значение.

Как общую концепцию можно принять, что при обжиге (в процессе
нагрева и охлаждения) керамические изделия находятся в объемно
напряженном состоянии вследствие неизбежного возникновения темпе-
ратурного перепада между их поверхностью и внутренними слоями. В
период нагревания изделий последние подвергаются в зависимости от
температурного интервала либо усадке, либо объемному расширению.
Уменьшение объема имеет место при удалении физически связанной
влаги, при дегидратации и при спекании черепка. Объемное расшире-
ние, как расширение термическое, протекает при всех температурах и
отановится измеримым в те периоды, когда по своей абсолютной вели-
чине превалирует над усадкой, соответствующей указанным выше тем-
пературным интервалам.

। В процессе охлаждёйня изделия подвергаются термическому сжа-
тию". Во многих случаях вследствие изменения модификации кварца на-
блюдаются дополнительные напряжения, поскольку при этом пронсхо
дит изменение его объема. Кроме того, в начальный период охлаждения
стекловидная фаза из пластического состояния переходит в упругое, что
также обусловливает внутренние напряжения вследствие неравномер-
ности протекания процесса по объему изделия.

При существующих методах обжига теплообмен между средой и
материалом происходит путем конвекции и излучения. В то же время
величина теплового потока внутри изделия определяется величиной
эффективной теплопроводности материала и установившейся разностью
температур/^

В первом приближении объемные изменения могут быть приняты
пропорциональными температурным изменениям. Поэтому наличие тем-
пературного перепада по сечению изделия неизбежно должно вызывать
соответствующие напряжения как результат неравномерных (недопу-
щенных) изменений объема.

Если под оптимальным режимом обжига понимать такой режим,
при котором можно в минимальный срок, при минимальном расходе
тепла обжечь изделие без дефектов и добиться определенных техниче-
ских показателей, то теория определения основ такого режима, очевид-
но, должна опираться на установление качественных и количественных
связей между теплофизическими и структурно-механическими (реологи-
ческими) параметрами изделия, с одной стороны, и характером возни-
кающего в нем температурного поля, — с другой.

Ряд исследователей как у нас, так и за рубежом делает попытки
определения допустимых скоростей нагревания и охлаждения керами-
ческих изделий, исходя из оценки их теплофизических свойств. При этом
задача решается либо чисто экспериментально, либо расчетно-экспери-
ментальным путем.

И. М. Семенюк предлагает следующий эмпирический метод уста-
новления оптимального режима обжига, исходя из максимально допу-
стимой разности температур в теле керамического изделия при его на-
гревании или охлаждении. Высушенные образцы нагреваются до раз-
личных температур, с выдержкой при этих температурах до 20 мин.
При данной скорости нагрева и определенной температуре образец рас-
трескивается. Тогда в печь вводится новый образец с заправленными в
него термопарами и выдерживается 20 мил. при температуре на
20 25е ниже той температуры, при которой произошло растрескивание.
Замерив перепад температур на поверхности и внутри образца, счита-
ют этот перепад допустимым для данного температурного интервала.
Подобным образом устанавливаются величины перепадов, допустимых
в различные периоды нагрева и охлаждения.

Допустимую скорость нагрева изделия мож^но определить по фор-
муле:

»жоп= град час,	(47)
где Д/доп— величина допустимого температурного перепада для дан-
ного сырья, определенная экспериментально для каждо-
го периода обжига;

а — коэффициент температуропроводности изделия в м9[час.

8— толщина прогреваемого изделия в м (половина толщины
пластины при двустороннем прогреве);

А — коэффициент, зависящий от формы тела.

Пользуясь изложенным методом, И. М. Семенюк определяет опти-
мальный режим обжига изделия из конкретной глины. Общая продол-
жительность цикла обжига, например кирпича (включая охлаждение).

Рж. 35. Изменение прочностных показателей при нагреве сырья:

а— деформация под нагрузкой; 6 — прочность при изгибе; в — модуль упругости.
/ — мелинитового (глуховенкий каолин»; 2 — моиотермитового (часовярская глина);

3 — монтмориллонитового (бентонит оглвнлннский)

получается равной 7,35 часа. Путем аналогичного расчета продолжи-
тельность обжига черепицы определяется в 1,5 часа, а керамических
пустотелых блоков—3 часа.

М. Г. Иванов рассматривает взаимосвязь между условиями тепло-
обмена, температурными .напряжениями и структурно-механическими
свойствами глин в процессе их обжига и охлаждения. На основании за-
висимостей из теории упругости металлов он сделал попытку оценить
величину напряжений, возникающих в керамическом черепке, исполь-
зуя экспериментально полученные аналогичные показатели для глины

Исследованием прочности и упругих свойств глинистых материалов
при обжиге занимались Т. С. Бутт, Г. П. Каллига и Д. Н. Полубояри-
нов. Использовалось сырье каолинитовой группы (глуховецкий каолин,
суворовская и латненская глины), монотермитовая часов-ярская глина
и монтмориллонитовое сырье — бентонит Оглаплинского месторождения
На рис. 35 приведены результаты наблюдений за деформацией под на-
грузкой, пределом прочности при изгибе и модулем упругости при на-
гревании.

Как показывают кривые на рис. 35, значительные деформации по-
являются у каолинитового сырья в интервале температур 500—650®, у
монтмориллонитовой часов-ярской глины — 400—550° Наименьшую де-
формацию испытывает бентонит, причем при более высоких температу-
рах (550—700°), чем предыдущие глины. Сопоставление этих данных
с термограммами и кривыми обезвоживания показывает, что деформа-
ция имеет место при температурах дегидратации основного глинистого
материала.
Второй период резкой деформации наступает при температурах
800—900°, очевидно в связи со спеканием и первым экзотермическим эф
фектом. Судя по кривым, прочностные и упругие свойства всех типов
глин подвергаются при нагреве значительным изменениям, характер
которых связан с природой глинистого материала. Каолинитоваяглина
резко теряет прочность в интервале температур дегидратации, что мож-
но объяснить процессом глубокого разрушения и перестройки кристал-
лической решетки, свойственным каолиниту. При дальнейшем нагреве
дегидратированной глины прочность и модуль упругости снова возра-
стают. У бентонита прочность и модуль упругости непрерывно возра

Рис. 36. Влияние температуры нагрева на лредел прочности при изгибе, потери*
веса и усадку при пластическом и сухом прессовании глии

а — пластическое форховшше; б — сухое прессование: в — потеря веся и усадив

стают без каких-либо скачков и спадов. Это способствует сложившему-
ся представлению о том, что кристаллическая решетка монтмориллони-
товых глин при дегидратации нс претерпевает существенных разруше-
ний, а только деформируется.

Монотермитовая часов-ярская глина занимает промежуточное по-
ложение между каолинитовым и монтмориллонитовым сырьем, и явле-
ния, связанные с перестройкой кристаллической решетки, отмечаются
менее отчетливо, чем у каолинитовых глин.

М. Г. Лундина изучала явления, протекающие при нагреве легко-
плавких глин. Исследования показали, что до температуры 800° лег-
коплавкие глины не испытывают фазовых превращении. Разрушение
кристаллической решетки глинистых минералов происходит в интерва-
ле температур 800—900° с появлением новой кристаллической фазы — ге-
матита (РеаОз). При температурах 950—1000° начинается кристалли-
зация шпинели (М^О-АЬОз) и развитие кристобалита. В некоторых
случаях при температуре около 1050" наряду с развитием кристобалита,
гематита и шпинели наблюдалась начальная сталия кристаллизации
муллита.

На рис. 36 приведены кривые изменения предела прочности при
изгибе образцов сухого прессования и пластического формования, по-
тери веса и усадки при нагреве до 1000° глин четырех месторождений.
Образцы, изготовленные из глин ереванской 1 и месторождения <Гор-
ный щит» 2 как пластическим формованием, так и сухим прессованием,
показывают максимальную прочность при 750—850°. после чего проч
кость резко снижается. В то же время у образцов из двух других
глин — пластунской 3 и гудаловской 4 — прочность при указанных
температурах начинает резко повышаться и этот рост прочности про-
должается до конца обжига (1000°), Глины ереванская и месторожде-
ния «Горный щит» характеризуются как сырье «чувствительное» к об-
жигу': при температурах 750 800° они растрескиваются, не достигнув
высокой прочности, а затем резко теряют и эту прочность. Очевидно в
этот период в материале возникают напряжения, которым не в состоя-
нии противостоять силы внутреннего сцепления у одних глин и которые
успешно уравновешиваются этими силами у других. Температурный
интервал 750—800° соответствует периоду внутренних преобразований
легкоплавких глин: разрушения или деформации кристаллической ре-
шетки, появления легкоплавкой жидкой фазы и растворения в ней
основных минералов глины. Все эти процессы сопровождаются измене-
нием вязкости обжигаемой массы. Одновременно с этим снижается по-
ристость массы, масса уплотняется и дает так называемую огневую усад-
ку. Ввиду наличия температурного перепада по толщине изделия усад-
ка протекает неравномерно, поэтому возникают некомпенсированные на-
пряжения, ведущие к деформации одних изделий и к трещинообразо-
ванию других.

По сравнению с величиной усадки при спекании термическое рас
шкреыие глии в период нагрева до начала спекания значительно мень-
ше. По данным М. Г. Лундиной, у монтмориллонитовых глин коэффи-
циент термического расширения (высушенного образца) при нагрева-
нии от комнатной температуры до 750—850° не превышает 16* 10”"»
составляя в среднем 5,5 • 10”6. У гидрослюднетых глин этот коэффици-
ент достигает в среднем 10 • 10”г (при максимальном значении 64 • 10 6).

Между тем в период спекания коэффициент усадки (т. е. усадка,
отнесенная к 1° повышения температуры при нагреве образца) из этих
же глин достигает значительной величины — 200-5-700 • 10-6 и более.
Важно при этом отмстить, что коэффициент усадки изолированно не
предопределяет «чувствительность» глины к обжигу. Этот коэффици-
ент следует оценивать наряду с прочностным показателем. По дан-
ным М. Г. Лундиной, модуль упругости исследованных ею глин коле-
блется в широких пределах: 90 000—100 000 кг/см2 в период упругих де-
формаций и 160 000—260 000 кг/см2 в интервале температур 750—800°.

Допустимую скорость нагрева изделий в период упругих деформа-
ций М. Г. Лундина предлагает определять по формуле

С’хоп =	<48)

где	у доп—скорость нагрева в град/час-,

°доп ~ предел прочности черепка при изгибе в кг/см2;

А — коэффициент формы тела (для пластины 0,333);

р. — коэффициент Пуассона (поперечного сжатия), равный для
керамических материалов 0,3;

а — коэффициент температуропроводности в м2/час;

а, — коэффициент расширения или усадки;
Е — модуль упругости при изгибе в кг/м2-,
5 — толщина изделий в см.

Эта формула, как и некоторые другие, заимствуемые исследователя-
мп-керамикам.и из теории нагрева металлов, не может служить для оп-
ределения истинных величин скорости нагрева керамических изделий.
При выводе формулы для металлов допускается так называемый квази-
стационарный температурный режим нагрева, весьма близкий к истин-
ному режиму, когда температура в любой точке тела является линейной
функцией времени, а общее распределение температуры подчиняется за-
кону параболы. При нагревании же керамических изделий в период об-
жига в пределах обширных температурных областей происходят физико-
химические превращения, сопровождаемые выделением или поглощением
значительных количеств тепла. Поэтому формулы (47) и (48) могут
служить в керамике лишь для сравнительной оценки допустимых ско-
рое гей нагрева в определенных температурных интервалах. Необходи-
мо дальнейшее углубленное изучение вопроса многими исследователя-
ми, чтобы можно было с достаточной полнотой разработать методику
испытаний и расчетов в том направлении, в котором сделаны пока еще
первые шаги.

Из выводов, к которым приходит М. Г. Лундина в результате изуче-
ния отношения глин к нагреву, заслуживают внимания следующие. При
нагреве образцов, высушенных предварительно до постоянного веса, пе-
риод нагрева до 800°, включая период дегидратации и модификационных
изменений кварца, является практически безопасным даже при обжиге
глин, чувствительных к этому процессу. Наиболее опасным в отношении
трещипообразованин является последующий период (800—900°), связан-
ный с разрушением или деформацией кристаллической решетки гли-
нистых минералов и значительными структурными изменениями черепка.
В период упругих деформаций (примерно до 800 850°) скорость нагре-
ва кирпича нормального размера, независимо от чувствительности глии
к обжигу, весьма высокая (в среднем составляет около 300 град/час) ч
колеблется в отдельные периоды для различного сырья в пределах 150—
1000 град/час и более.

Керамический черепок испытывает значительные напряжения и в
период охлаждения после максимальной температуры обжига. Эти на-
пряжения не только термического порядка, вызванные неравномерностью
охлаждения изделий, но и связаны с определенными модификационны-
ми изменениями. К сожалению, стадия охлаждения керамических изде-
лий все еще очень слабо изучена, а результаты имеющихся исследова-
ний часто противоречивы, что можно объяснить различным отношением
к процессу охлаждения различных сырьевых масс.

Можно предполагать, что при охлаждении керамических изделий
существуют два опасных, в отношении возникновения напряжений упру-
гой деформации, периода. Первый период — -начальный, когда после мак-
симальной температуры нагрева происходит фазовое превращение при
последующем охлаждении: остывание жидкой фазы, превращающейся в
твердое тело.

По данным Г. Зальманга, при быстром охлаждении черепка в узком
интервале температур 800—700° может иметь место растрескивание сжи-
мающейся стеклофазы. Примерно тот же температурный интервал
(850—700°) отмечается как опасный у шамотных масс по исследова-
ниям Н. П Згоника и для спондиловых глин — по исследованиям
И. М. Семенюка. Режим охлаждения фарфоровых изделий, рекоменду-
емый Государственным исследовательским керамическим институтом
(ГИКИ, Ленинград), предусматривает необходимость замедленного
охлаждения в интервале более низких температур — от 700 до 500°.
В этот период охлаждение должно вестись вдвое медленнее, чем пр*»
охлаждении от максимальной температуры обжига до 700°. Исследова-
ния 3. Л. Смоляковой н автора также .не обнаруживают опасного ин-
тервала охлаждения при указанных выше температурах у легкоплав-
ких глин Бескудниковского (Москва), Смоленского и Фалеевского
(Мурманск) месторождений. При быстром охлаждении этих глин ос-
лабленне черепка происходит при более низких температурах (650 —
500°), что близко подходит к данным ГИКИ для фарфорового черепка.

Все три глины перечисленных месторождений относятся к монтмо-
риллонитовому сырью. В первых двух содержание 8Ю2 достигает 71 —
77%, при содержании А!^ от 11 до 13%. В фадеевской глине содер-

Рис. 37. Режимы охлаждения и соответствующие им прочностные по-
калатели и водопоглошепис глины Смоленского месторождения

жание 8Ю2 меньше, чем в первых двух (57%), а А120з— 16,5%. Фалеев-
ская глина — зыбкая, свежесформованпые образцы из этой глины
плохо сохраняют свою форму, они как бы расплываются. По своим
сушильным н формовочным свойствам эта глина похожа на ленинград-
ские жидкие глины.

Все образцы (размерами 65x33x6,5 мм) нагревались до 1000° со
средней скоростью 5° в I мин. и после двухчасовом выдержки при макси-
мальной температуре подвергались охлаждению по семи различным ре-
жимам длительностью от 40 до 600 мин. На рис. 37,а показаны фактиче-
ские режимы охлаждения смоленской гляны, а на рис. 37,6 — результаты
испытания охлажденных образцов на прочность (на сжатие и изгиб), а
также водопоглощение. Как показывают приведенные кривые, с повыше-
нием скорости охлаждения значительно снижаются прочностные показа-
тели. Вместе с тем водопоглощснис образцов увеличивается в резуль-
тате ускорения охлаждения. Последнее обстоятельство не может быть
приписано появлению трещин, так как обжиг мелких образцов велся
таким образом, чтобы исключить возможность значительного трещино-
образования. Как показал петрографический анализ, повышение влаго-
логлощения явилось следствием общего разрыхления структуры образ-
цов, подвергавшихся быстрому охлаждению.

<з

<ь

I

100

О
в)
300

700

500

300

?0 40 8080100 /?01401601Ы200

6)

1100

эоо

700

100

О 40 80 120 160 ТОО 240

100

О

бремя 8 мин

700

500

$

ад во 1?о 1

Время 8 мин

Рас. 38. Режимы двухступенчатого
охлаждения глин и соогветствутощие
им прочностные показатели

ЭД

30

20

140

й 120

10(1

(30

*

з

Время 8 мин
г)
50

О 50	!00 150 200

Время охлаждения в мин

5

6





Для выяснения вопроса о том, происходит ли изменение характе
ристики образцов в течение всего периода охлаждения, или в опреде-
ленных интервалах температур, образцы обжигались при тех же усло-
виях, что и раньше, а последующее охлаждение велось по ступенчатым
режимам, как это показано для смоленской глины на рис. 38. Одни и
те же режимы быстрого охлаждения применялись после того, как образ-
цы были медленно охлаждены от 1000° последовательно до 800°
(рис. 38,а), до 600° (рис. 38.6) и до 500° (рис. 38,н). Влияние ступенча-
тых режимов охлаждения на прочность образцов из фадеевскон глины
показано графически на рис. 38,г. Образцы подвергались петрографи-
ческому, рентгенографическому и- термографическому анализам.

Анализируя результаты охлаждения по одноступенчатым режимам
изделий из исследованных глин, можно сделать следующий общий вы-
вод. С сокращением сроков охлаждения изделий из смоленской и бес-
кудниковской глин показатели прочности на сжатие н изгиб снижаются,
а водопоглощоние увеличивается. Снижение прочности на сжатие с
ускорением охлаждения тем больше, чем меньше начальная прочность.
Такая закономерность наблюдается и в отношении прочности на изгиб.
Снижение ппоиностных показателей у этих глин сопровождается увели-
чением водопоглощения.

Анализ результатов охлаждения тех же глин по многоступенчатым
режимам показывает следующее. При предварительно медленном ох-
лаждении до 800° и дальнейшем переходе к ускоренному охлаждению
по различным режимам во всех случаях показатели прочности сни-
жаются, причем наиболее резко у образцов из бескудниковской глины,
в меньшей степени — у образцов из смоленской <и фадсезской глин.
Показатели эти значительно улучшаются при предварительном медлен-
ном охлаждении до 600 и 500°, причем их значения мало отличаются
друг от друга при этих двух режимах.

Обращает на себя внимание рост прочности на изгиб при многосту-
пенчатых режимах с предварительным охлаждением до 600 и 500° по
сравнению с режимом охлаждения до 800° и режимами одноступенча-
того охлаждения. Это в большей степени относится к глинам бескудни-
ковской и смоленской, в меньшей — к фалеевской.

Сопоставляя результаты исследования одноступенчатых и много-
ступенчатых режимов, можно установить, что в процессе охлаждения
керамических .изделий из Легкоплавких глин имеются периоды (темпе-
ратурные интервалы), в которых скорость охлаждения не должна пре-
вышать определенных пределов. Форсированное охлаждение изделий
в этих опасных интервалах приводит к понижению их прочности.

Можно допустить, что режим охлаждения определенным образом
влияет на формирование черепка (степень спекания), которая не за-
канчивается при максимальной температуре обжига. Иначе говоря, чем
медленнее ведется охлаждение (после максимальной температуры об-
жига), тем дольше черепок остается под воздействием высоких темпера-
тур, когда еще могут протекать реакции в жилкой фазе, влияющие на
его прочностные показатели. Такая гипотеза кажется тем более веро-
ятной, что при одноступенчатых режимах охлаждения пористость череп-
ка, являющаяся обычно показателем спекания, повышается с интенси-
фикацией охлаждения.

Была предпринята попытка проверить указанное предположение
прямым экспериментом. С этой целью образцы из бескудниковской
глины были охлаждены по наиболее резкому режиму, а затем те же об-
разны были обожжены вторично и охлаждены по наиболее длительно-
му режиму. Средняя прочность образцов в первом случае оказалась
212 кг!см2 при сжатии и 29,5 кг!см1 при изгибе. После повторного об-
жига и медленного охлаждения соответствующие показатели были
220 и 29,5 кг!см1.

Результаты этого, правда единственного, эксперимента не подтверж-
дают высказанную гипотезу, поскольку прочностные показатели, харак-
теризующие степень спекания образцов, почти не повысились после
вторичного обжига и медленного охлаждения.

Не считая в свете первой гипотезы вопрос окончательно решенным,
можно высказать вторую, более вероятную гипотезу, что причиной из-
менения структурнолмеханических показателей изделий является воз-
действие полиморфных превращений кварца. В этом можно убедиться
по результатам термографирования. На рис. 39 приводятся термограм-
мы, снятые не только для периода нагрева, но и для охлаждения. Тер-
мограммы показывают, что у всех исследованных нами глин имеются
эндотермические эффекты не только в период нагрева, но и в период
охлаждения в температурных интервалах, очень близких к 573°. На
термограммах всех глин в период охлаждения имеется еще один экзо-
термический эффект при более высоких температурах, чем отмеченный
выше, а именно в обобщенном интервале 730—680°. При нагреве глин
происходит разрушение кристаллической решетки в результате деги-
дратации, причем у глии монтмориллонитовой группы, к которым отно-
сятся глины смоленская, бескудниковская и фадеевская, температурный

Рис. 39. Термограммы нагрева а и охлаждения б различных
глин и изделий из них

/ — глина смоленская; 2 - глина бсскудникочск.зя; 3 — глина Фадеев-
ския:	кирпич из смоленской глины; 5 — кирпич из фадеспской гли-

ны; 6 — глина смоленская, отмученная. 1 глина смоленская, вторич-
ный иагрев

интервал, соответствующий разрушению решетки, располагается выше
интервала температур дегидратации на 150—200°.

Обратимый тепловой процесс, отмечаемый при охлаждении обож-
женных глин указанных выше месторождений при температурах 730—
680й, предположительно может быть объяснен частичным восстановле-
нием безводной кристаллической решетки (поскольку мы имеем дело с
легкоплавкими глинами, с низкой температурой обжига, при которой
почти нс появляются какие-либо новообразования) или затвердевани-
ем многокомпонентной эвтектики.

Возвращаясь к экзотермическому эффекту перехода х-кварца в
Р кварц при охлаждении глин, следует выяснить характер влияния
этого процесса на структуру обожженных изделий. Эти модификации
кварца имеют различные удельные объемы. В период нагрева поли-
морфное превращение кварца ведет к увеличению объема, а в период
охлаждения —к уменьшению на 2,4% по отношению к первоначально-
му объему.

Результаты петрографического исследования показали, что образцы,
подвергавшиеся быстрому охлаждению после предварительного
медленного охлаждения до 800°, имеют более пористую структуру
на периферии поперечного сечения и значительную уплотнен-
ную зону в середине. Ио мере снижения температуры предварительного
медленного охлаждения пористость периферии снижается, уплотнен-
ная зона уменьшается и полностью исчезает при температуре 500°.
Подобное изменение структуры четко выявляется у бескудниковской
глины, имеющей наименьшую пористость (водопоглощение 13%) после
обжига. Образцы из смоленской глины (водопоглощение 15.4%) пока-
зали хотя и равномерную структуру в сечении, по здесь поры оказа-
лись значительно крупнее, чем у образцов из бескудниковской глины.

В связи с этим образцы из смоленской глины были подвергнуты
рентгеноскопическому исследованию. Рассмотрение рентгенограмм по-
казало, что медленно охлажденные образцы имеют более упорядочен-
ную кристаллическую структуру. Разрыхление структуры при быстром

охлаждении является очевидно результатом недопущенного сжатия
при уменьшении объема вследствие полиморфного превращения квар-

Рис. 40 Трехступенчатый режим
охлаждения кирпича

ца. Этим же обстоятельством можно
объяснить появление уплотненной зо-
ны в образцах из бескудниковской
глины.

Как известно, при обжиге керами
ческих изделий на поверхности их все-
гда образуется корка с большей сте-
пенью спекания, с большей прочно-
стью, чем во внутренних слоях. Силы
сжатия, возникающие при усадке, свя-
занной с уменьшением объема кварца,
встречая повышенное сопротивление
этой корки, логически должны разрых-
лить периферийные слои и уплотнить
внутренние. В результате подобного
изменения структуры снижается проч-

ность на сжатие (влияние разрыхле-
ния периферийных слоев), но повышается прочность на изгиб (влияние
уплотненной внутренней зоны). Чем больше пористость обожженных
образцов (из смоленской и, в особенности, фадеевской глин), тем мень-

ше признаков внутреннего уплотнения.

Для проверки гипотезы о влиянии изменения модификаций кварца

на структурно-механические качества кирпича проведен соответствую-
щий эксперимент, для которого был разработан режим охлаждения,
исходя из следующей предпосылки. При наличии опасного интервала
температур, в котором происходит объемное сжатие кварца, логически
необходимо этот интервал пройти с минимальной интенсивностью охлаж-
дения. Охлаждение же до и после опасного интервала можно вести с
максимальной интенсивностью, без опасения снижения прочностных
показателей. За опасный интервал охлаждения был принят участок от
650 по 500'

Температурный режим трехступенчатого охлаждения показан на
рис. 40. Общая длительность охлаждения была равна 100 мин. вместо
280 мин. при самом медленном одноступенчатом охлаждении (пунк-
тирная линия). Образцы, испытанные после трехступенчатого охлажде-
ния, показали прочность на изгиб от 96 до 116 кг/см,2 (в среднем
100 кг/см2) и прочность на сжатие от 250 до 304 кг/см2 (в среднем
280 кг/см2). Эти показатели превышают данные, полученные при всех
предыдущих режимах охлаждения образцов из бескудниковской глины.

Само собой разумеется, что значительное влияние на качество
охлаждаемых образцов оказывает и скорость термического изменения
объема. Однако этот фактор воздействует на прочностные показатели
и водопоглощение несколько иным путем, чем полиморфные превраще-
ния кварца. При большом температурном перепаде, возникающем в
образце при быстром охлаждении, появляются внутренние напряжения,
которые, достигая определенной величины, приводят к деформации об-
разцов или трещжюобразованию.

Внешний осмотр образцов показал, что трещиноватость их возрас-
тает с ростом температуры, до которой производится начальное мед-
ленное охлаждение при многоступенчатом режиме охлаждения, т. е.
качественно связь этого фактора с режимом охлаждения такого же ха-
рактера, как и при полиморфных превращениях кварца. Что касается
количественной стороны, то это в значительной степени зависит от
тсплофизических показателей глин, размеров и формы изделий.

Влияние полиморфных превращений кремнезема наблюдал
П. Р. Романов на вакуумированной массе для керамических труб. По
этим наблюдениям при кагревамии массы в интервале температур
500—600° происходили скачкообразные изменения объема. Коэффици-
ент расширения, при 500° равный 5,8Х10~6, возрастал до 7X10 ’ при
температуре 600°. П. Р. Романов обжигал при 1150. 1200 и 1250’ завод-
скую массу, состоящую из артемовской глкны (45—50%), латнепской
черной глины (10—15%) и шамота из артемовской глины, обожженной
при температуре 1100—1150° (35—40%). Охлаждение образцов велось
в течение 24 час. и затем рентгенографическим анализом определялось
содержание кристаллических фаз в черепке.

Результаты анализа приводятся в табл. 16.

Таблица 16

Содержание кристаллических фаз в зависимости
от температуры обжига

Пробы трубкой массы	Температур* о/зжнга н град.	Содержание кристаллических фаз в %			
		муллит	кварц	кристобалит	прочие минералы
1	изо	20,1	29.4	3	Не обнаружено
II	1200	22	26,3	3	
111	1250	22	25,5	3	»

Из приведенных данных видно, что общее содержание муллита во
всех трех случаях является весьма высоким и составляет 20—22%. С по-
вышением температуры обжига ют 1150 до 1200° содержание муллита
несколько возрастает, а после 1200° оно остается на одном уровне.

П. Р. Романов отмечает, что наличие в обожженном черепке около
20% муллита, являющегося минералом со сравнительно невысоким
коэффициентом термического расширения и повышенной механической
прочностью, должно сказываться положительно на охлаждении труб.
Наоборот, высокое содержание кварца в черепке должно сказаться
отрицательно на поведении его в процессе охлаждения, особенно в пе-
риод модификационных превращений. По мере повышения температуры
количество свободного кварца уменьшается, но не настолько, чтобы
это могло заметно повлиять на поведение изделий в процессе охлаж
дения.

Содержание кристобалита в черепке невелико — 3%, ио если учесть
его большие объемные изменения при переходе в ^-модификацию, то
даже и такое количество его может вызывать значительные напряже-
ния в изделиях в процессе их охлаждения (при 180—270°).

Для выяснения влияния интенсивности охлаждения на структуру и
минералогический состав черепка опытные образцы, обожженные при
1180°, охлаждались с различной скоростью: в одном случае образцы
вынимались из печи сейчас же после обжига и охлаждались быстро,
а в другом случае охлаждение велось как можно медленнее.

При петрографическом исследования выявилось, что образцы,
охлажденные при разных условиях, ле отличаются друг от друга ио ми-
нералогическому составу, но структура быстро охлажденного черепка
заметно отличается от медленно охлажденного: в первом образце
имеются явно выраженные посечки, обусловленные резким охлажде-
нием. При рентгеновском анализе содержание кристаллических фаз в
черепке составило: в резко охлажденных образцах — муллита 21,5%,
кварца 26,8%, кристобалита 3%; в медленно охлажденных образцах —
соответственно 22.7. 24.8 и 3%. В медленно охлажденных образцах
содержание муллита несколько выше, а содержание кварца меньше,
чем в резко охлажденных образцах.

Влияние полиморфных превращений кремнезема на качество череп-
ка ощутимо и при обжиге изделий топкой керамики, к которым предъ-
являются особо высокие требования. Если при обжиге крупногабарит-
ных изделий из легкоплавких глин разрыхление структуры при нагреве
вследствие расширения кварца компенсируется впоследствии спекани-
ям массы, то при обжиге, например, тонких облицовочных плиток рас-
ширение кварца приводит к треску, недопустимому для стандартных
изделий.

Лабораторными исследованиями установлено, что в период нагрева
плиток наиболее опасный интервал температур в отношении появле-
ния трещин лежит между 450 и 600°. По данным некоторых исследова-
телей опасным периодом охлаждения керамических изделий часто яв-
ляется также интервал температур до 800", т. е. до момента существова-
ния жидкой фазы.

При охлаждении обожженных изделий >в интервале температур до
800° коэффициент линейного расширения кварцевых зерен, не раство-
рившихся при обжиге, возрастает прямолинейно и в несколько раз пре-
вышает коэффициент линейного расширения окружающей их жидкой
фазы. Поэтому сжатие кварцевых зерен при охлаждении в несколько
раз больше, чем жидкой фазы. Но так как кварцевые зерна тесно свя-
заны со стеклофазой, то в черепке возникают значительные напряжения
растяжения, сжатия и среза.

Микроскопическое исследование шлифов изделий из фарфоровой
массы, содержащей 28% жильного кварца и 22% полевого шпата, по-
казало, что до 20% кварцевых зерен сохранились в нерастворенпом
состоянии в стеклофазе. При замене кварца .измельченным боем твер-
дого фарфора в шлифах обнаруживался только 1 % кварцевых зерен,
введенных с полевым шпатом. Фарфоровый бой полностью вошел в со-
став стеклофазы. Бой твердого фарфора имел коэффициент линейного
расширения в температурных пределах 20 —800\ равный 1,1-1 -10 ®,
Масса, содержащая кварцевый песок в количестве 28%, .имела коэффи-
циент 4,25-10 0 и прочность на растяжение 236 кг/смг. При замене
кварца таким же количеством фарфорового боя коэффициент линейного
расширения достиг значения 4,97-10 ’’,а прочность на растяжение по-
высилась до 341 кг 1см1.

Как уже отмечалось, наибольшее линейное расширение претерпе-
вает кристобалит при полиморфном изменении, связанном с темпера-
турой 230° (в интервале 180—270°). Увеличение линейных размеров при
этом достигает 1,13%. По мнению Г. Зальмапга наличие кристобалита
в фаянсовом черепке является причиной появления трещин на фаян-
совой глазури, не поспевающей в своем линейном сокращении за вне-
запным сжатием черепка, содержащего кристобалит.
9. 1 ЕПЛО- И МАССООБМЕН В ПРОЦЕССЕ ОБЖИГА

В тепловом отношении обжиг керамических изделий сводится к
тому, чтобы нагреть их до предельной температуры и тем самым дать
возможность возникнуть и завершиться целому ряду физических и хи-
мических преобразований, а затем охладить изделия до температуры
окружающей среды.}

При нагреве изделия газами температура его повышается от слоя
к слою со скоростью, зависящей от количества воспринимаемого тепла
в единицу времени. Совершенно очевидно, что одно и то же количество

тепла тем выше поднимает температуру массы, чем меньше ее тепло-
емкость, что вытекает из самого определения теплоемкости. Кроме того,
скорость перехода тепла и тем самым повышения температуры от слоя
к слою будет тем больше, чем больше коэффициент теплопроводности,
что также вытекает из определения этого коэффициента. В соответст-
вии с этим скорость подъема температуры массы изделий характери-
зуется коэффициентом температуропроводности

а = —- м^час. _____у	(49)

Следовательно, наиболее быстро подвергаются нагреву материалы,
у которых сочетается высокая теплопроводность с малым объемным ве
сом. Значения коэффициентов температуропроводности возрастают с
повышением температуры, причем в одинаковой степени для всех кера-
мических материалов. Рост абсолютных значений а с повышением тем-
пературы свидетельствует о потенциальных возможностях быстрого
подъема температуры обжигаемых изделий, если бы разность темпера-
тур между потоком газов и изделиями оставалась постоянной. Однако

на практике эта разность все время уменьшается и достигает нуля при
длительном воздействии максимальной температуры обжига. Вслед-
ствие роста коэффициента температуропроводности с повышением тем-
пературы материала ускоряется выравнивание температурного поля по
всем направлениям внутри изделия.

Выделим мысленно внутри изделия элементарный куб с бесконечно
малыми размерами Их, с1у и Нг. Пусть в этом кубе тепло, воспринимае-
мое от окружающей газовой среды, распространяется вглубь только
но направлению размера Их. Следовательно, в указанном направлении
куб будет получать тепла в количестве ф| и отдавать в более холодную
среду в количестве <?2, меньшем чем (?|. Остаток тепла будет
расходоваться на повышение температуры куба, изменяющейся по вре-
мени и по объему его.

Анализ вопроса показывает, что изменение температуры за беско-
нечно малый промежуток времени И~ равно

а/ 21

(50)

Это же равенство дает зависимость изменения температуры на бес-
конечно малом расстоянии (Их).

Указанное дифференциальное уравнение с частными производными
может иметь различные решения в зависимости от заданных условий
Нас в данном случае .наиболее интересуют условия, при которых куб
получает тепло со всех шести сторон и все это тепло затрачивается
только на повышение внутренней его температуры.

В специальной теплотехнической литературе рассматривается слу-
чай. когда у двух противоположных поверхностей стенки конечной тол-
шины периодически меняется температура газовой среды. Если такой
случай сопоставить с условиями обжига кирпича, то мы как бы исклю-
чаем влияние узких граней его па процесс теплоотдачи от газов к кир-
пичу. Принимая во внимание, что поверхность узких граней составляет
43% от суммарной поверхности тепловосприятия стандартного кирпи-
ча, причем до 50% поверхности узких граней в обычной печной садке
бывает закрыто, можно воспользоваться указанным частным случаем
для приближенной количественной оценки интересующей нас картины
прогрева кирпича.

Можно доказать, что если температура меняется на поверхности
стенки за определенный период времени па А/” , то температура в сред
нем сечении этой стенки меняется за тот же период времени на вели-
чину:

(51>

где а — коэффициент температуропроводности в м2/час;

т — длительность периода нагрева в час.;

5 — толщина стенки в м.

Значение функции /(	) приводится на рис. 41.

Максимальное количество тепла стенка могла бы поглотить, если
бы теплопроводность ее ( X ) была бесконечно большой, так как в этом
случае

А/ср = А/а.

Тогда

Спи» = ккал/м1.	(52)

Однако ввиду конечного значения количество действительно по
глотаемого тепла равно

Ц =	•	(53)

где Чак — коэффициент использования аккумулирующей способности
.	4аг	г /4а*\

стенки, зависящей от величины — , т. е. ^=7,1 — 1.

Рис. 41. Изменение функций /и/|
4а-.

от величины —

также даны на рис. 41.

До сих пор мы рассматривали теп-
лопередачу путем теплопроводности в
теле изделия.

Рассмотрим теперь теплопередачу
конвекцией от газов к поверхности из-
делия. используя некоторые общеиз-
вестные зависимости.

Характер движения газа оказыва
ет существенное влияние па теплопе-
редачу конвекций. В том случае, ког-
да газы отдают тепло твердому телу
или поверхности жидкости, сказывает
ся влияние их теплопроводности. Дело
в том, что при омывании газами по-
верхности твердого тела или жидко
сти, расположенных по направлению
движения газового потока, образуется
некоторый пограничный слой (называемый слоем Прандтля), как бы
«прилипшего» к этой поверхности газа; толщина этого пограничного
слоя имеет большое значение в отношении величины теплообмена.

При турбулентном движении газового потока в целом близ стенки
образуется пограничный слой толщиной Л, в котором движение газа
происходит ламинарно (струйчато), со скоростью, равной нулю у самой
стенки и меняющейся прямолинейно по всей толще пограничного слоя.
Далее, вне пограничного слоя, скорость продолжает увеличиваться по
некоторой кривой, пока не достигнет максимального значения.

Через пограничный слой теплопередача конвекцией происходить
почти не может, так как газы движутся параллельными струями; сле-
довательно, здесь имеет место переход тепла главным образом за счет
теплопроводности самих газов. В этом случае через каждый I м2 по-
верхности твердого тела в час переходит тепла

<2-* 4^’	(54)

где С?— количество тепла, протекающего через пограничный слой,
в ккал/м2час;

л —теплопроводность пограничного слоя в ккал/м час град;

Л —толщина пограничного слоя в м;

и /2 — температуры у поверхности твердого тела и на внутренней
границе пограничного слоя в град.

С другой стороны, это же количество тепла может быть выражено

(? = «(/2— 1^) ккал м-час,	(55)

где — температура газов в град.;

а — коэффициент теплоотдачи или теплоперехода от газов к твер-
дому телу, т. е. количество тепла, которое переходит через
1 л<2 поверхности в час, при разности температур между газа-
ми и телом в 1° (ккал/м2 час град).

Приравнивая два выражения для одного и того же количества теп-
ла, находим

<* =	2_.	(5б)

/.-Г1 Д

Полученное уравнение показывает, что коэффициент теплоперехо
да « зависит от толщины пограничного слоя А и от температуры на
внутренней границе этого слоя 6. т. е. от величин, которые сами зависят
от степени турбулентности газового потока, характеризуемой критерием
Рейнольдса (Ре). Чем больше скорость газов, тем выше степень турбу-
лентности потока (тем больше Ке), тем меньше толщина неподвижного
пограничного слоя А, следовательно, тем больше «.

Кроме того, с увеличением турбулентности температура твердого
тела приближается к температуре газового потока /2 и, следовательно,
возрастает значение дроби -----, что также увеличивает а,.

1-1— Ь

Значения ят могут быть определены только экспериментальным
путем в различных конкретных условиях. Так, например, при струйча-
том движении газов

аг = 5,65 — ккал'м1 час град;	(57)
при вихревом движении

зт _ 0,04 Не0-75 — ккал)Мг нас град,

(1

(58)

где д — диаметр канала круглого сечения или соответствующим п'рн-
веденный диаметр при прямоугольном сечении в .« (а = - —»
где а и Ь — стороны прямоугольника).

В практических условиях значения зч при вихревом движении
газов меньше иа 20—30%, чем получается до формуле (58).

Для некоторых частных случаев можно пользоваться экоперимен
тальными формулами, имеющими вид:

зХ-8

я,. =--------для движения газов в трубе;	(эу)

1'Т

для движения газов в регенеративной насадке*.

(60)

где о» — скорость газов при температуре 0°.

Для садки стандартного кирпича в
кольцевых и туннельных печах можно
пользоваться формулой

Рис. 42. Г рафик для опрсде-

тепло-
от га-

лепил коэффициента
перехода конвекцией
308 К кирпичу

1 <•,

аг = 30

(61)

з —

Г й

дающей надежные значения для расче-
тов.

На рис. 42 приводится график для
определения а по формуле (611 при ско-
ростях газов от 0,2 до 2 м)сек для при
веденных диаметров от 20 до 140 лои.

Рассмотрим теперь основные поло-
жения теплопередачи путем лучеиспус-
кания. Все твердые тела при любой
температуре излучают тепловую энер-
гию, распространяющуюся в окружаю-
щей среде в виде электромагнитных волн
со скоростью света. Электромагнитные
волны, достигая поверхности другого
твердого тела, частично превращаются
в тепло и поглощаются этим телом, ча-

стично отражаются им в виде лучистой энергии и снова достигают
поверхности первого или другого твердого тела, где снова частично
преобразуются в тепло и поглощаются, частично отражаются от
поверхности и т. д. Таким образом, всякое твердое тело само излучает
тепло и одновременно получает тепловую лучистую энергию от ок-
ружающих твердых тел. Если собственное излучение превышает
суммарное излучение окружающих тел, мы говорим об ощущаемом
излучении этого тела, в противном случае — о поглощении им лучисто-
го тепла из окружающей среды. Нагретое твердое тело испускает лучи

* Данная формула справедлива для средней температуры газа и насадки, равной
600°. Редакторы.

то —
в определенных пределах всех без исключения длин воли, однако ин-
тенсивность лучеиспускания для волн различной длины различна.

На рис. 43 графически показана интенсивность лучеиспускания
твердого тела в зависимости от длины волн при температурах 1000 и
1200°. Кривые относятся к так называемому «абсолютно черному телу»,
т. е. такому условно-идеально-
му телу, которое поглощает
всю лучистую энергию, па-
дающую на него, и ничего не
отражает: следовательно, само
«черное тело» испускает лу-
чистую энергию с максималь-
ной интенсивностью, возмож-
ной при данной температуре.
Как видно, практическое зна-
чение. имеют волны длиной от
1 до 15 р, лежащие в области
инфракрасного теплового лу-
чеиспускания. Эти волны зна-
чительно длиннее видимых све-
товых волн, имеющих длину от
0,4 до 0,7 |*.

Величина полного коли-
чества тепла определяется по
формуле:

(?м =	। ккал 1м* час, (62)

где Т — абсолютная темпера
тура нагретого тела
в -К;

С5 — коэффициент собст-
венного излучения в
ккал/м2 час град.

Для абсолютно черного
тела коэффициент излучения
СЛ =4.9 ккал!м2час °К4, для
реальных тел (являющихся
«серыми» телами) коэффици-
ент имеет меньшие значения.
Обожженные керамические
материалы имеют С =3,5—4,5
в зависимости от состояния по-
верхности: меныпее значение

Рис. 43
твердого

Интенсивность .лучеиспускания
тела в зависимости от длины волн

относится к гладкой поверхности, большее значение — к шероховатой.
Интенсивность излучения, подсчитанная по формуле (62), является

максимально возможной при данной температуре и принимается за эта-
лон, с которым сравнивается фактическая интенсивность излучения
всех тел (твердых, жидких и газообразных), равная:

Т »
100'

<2 ес,

ккал/м9 час.

(62а)

Величина е всегда выражается в долях единицы и называется сте
пенью черноты излучающего тела.
г

В рабочей полости печи мы имеем дело со взаимным излучением га-
зов и изделий.

Лучеиспускание газов значительно отличается от лучеиспускания
твердых тел. Прежде всего не все газы обладают свойством излучения.
Двухатомные газы —азот, кислород и водород (следовательно, и сухой
воздух) —являются «прозрачными» газами, т. е. не излучающими и не
поглощающими лучистой энергии. Наоборот, газы СО2, Н2О, 8О3 и дру-
гие многоатомные газы обладают при высоких температурах такой
значительной интенсивностью собственного излучения, что в некоторых
случаях передача тепла от этих газов к твердым телам происходит
главным образом лучеиспусканием, а конвективная передача играет
второстепенную роль.

В отличие от твердых тел, газы обладают не сплошным, а прерыви-
стым спектром излучения, т. е. «спускают волны только определенных
длин. Так. например, СО2 имеет три полосы излучения и поглощения
лучистой энергии в пределах следующих длим волн:

I полоса Х=2,64—2,84 мк,

П .	Х=4,16—4,5 .

Ш .	А—12 —16 .

Кроме того, газы не обладают способностью отражать лучистую
энергию, как это мы видели у твердых тел: они лишь частично погло-
щают лучи, получаемые извне, и пропускают их через себя. «Прозрач-
ные» газы, как мы уже отмечали, пропускают через себя все лучи, а
«непрозрачные» — лучи, имеющие длину волн вне присущих им полос
излучения.

В связи с этим тепловая энергия, посылаемая через газовую среду
твердыми телами, частично теряет свою интенсивность, так как лучи с
длиной волн, соответствующей полосам собственного излучения газов,
частично поглощаются ими. Количество лучистого тепла, поглощаемого
газами, 'будет тем больше, чем толще слой газов, через который эти
лучи проходят: когда толщина газового слоя достигает бесконечности,
то лучи с длиной волн, лежащих в пределах спектральных полос, погло-
щаются полностью и пропускаются лишь лучи с длиной волн, лежа-
щих между этими полосами.

Количество тепла, излучаемого газовым слоем на поверхность твер-
дого тела или твердым телом в газовую среду, может быть определено
по формуле

<7  ------—------/—V — (— Г] ккал')час,	(63)

4	1	1	[ ет	\1оо/ ]

----I-	—1

*г «Т

где Т,- — абсолютная температура газового слоя в °К,

Тг — абсолютная температура твердого тела в °К;

гг — степень черноты газа при температуре Гг;

гт—степень черноты газа при температуре Т х\

Е — площадь твердого тела, на которую излучается тепло (или
которое излучает тепло), в -и2.

Степень черноты газа зависит не только от его температуры, но и
от парциального давления, а также от объема излучающего газа.

Размеры газового объема принято характеризовать так называемой
средней эффективной длиной лучей (5,ф), которая зависит от формы
газового объема. При ориентировочных расчетах можно принимать для
слоя газа толщиной Л между двумя параллельными плоскостями

<$эф = 1

(64)

В пламенных печах излучающими компонентами воздуха и газов
являются углекислый газ (СО2) и водяные пары (Н2О).

На рис. 44 и 45 даются графики для определения степени черноты
СО2 и Н2О в зависимости от их температуры и произведения парциаль-
ного давления газа на эффективную

длину лучей (Я„5эф агм).

Значение степени черноты Н2О.
полученное по графику на рис. 45, а.
следует помножить на поправочный
коэффициент, зависящий от пар-
циального давления и эффективной
длины лучей. Этот коэффициент
(рис. 45, б) учитывает то обстоятель-
ство, что при излучении Н2О, в отли-

Ф 0.15

к

^0015

О <00 300 500 700 900 1100
Тенпеоатдра б град

$ао5

& 0,15

О 200 900 600 600 1000 1200
Гемпература б град

10^—3---------1-------

О 01 0.2 0.3 0.9 0,5

Парциальное дойление НгО

Рис. 44. График для определения
степени черноты СО1

Рис. 45. Графики
а — для определения степени черно
ты Н5О; 6 — поправочного множителя
к степени черноты Н>О

чие от излучения СО2, парциальное давление оказывает большее влия-
ние на интенсивность излучения, чем эффективная длина лучей.

; На основе теории теплопередачи могут быть решены многие задачи,
связанные с проектированием и эксплуатацией сушил, печей, топок и
других тепловых установок. Эта теория имеет большое практическое

значение для определения теплопотерь через ограждающие поверхности

и расчета их теплового аккумулирования

ю. Методы определения термических
коэффициентов

Методы определения термических коэффициентов — температуро-
проводности а, теплоемкости С, теплопроводности А и теплоотдачи или
теплоперехода ят—можно разделить на две группы: методы стаци-
онарного потока тепла и методы нестационарного потока тепла.
По методам, относящимся к первой группе, коэффициенты рассчи-
тывают исходя из определения расхода тепла, что связано с немалыми
трудностями. Поэтому методы, основанные на нестационарном темпе-
ратурном поле, находят все большее применение при определении тер-
мических коэффициентов.

М. Г. Кондратьевым разработана теоретическая сторона методов
регулярного режима, которые основаны на закономерностях нестацио-
нарного температурного поля. К этой группе методов относятся сле-
дующие: метод акалориметра, метод ламбдакалори.метра, метод бика-
лориметра, метод двух точек Перечисленные методы дают возможность
определять термические коэффициенты для периода охлаждения при
невысоких температурах порядка 100°. Для решения задач, связанных
не только с сушкой, но и обжигом, необходимо определять термические
коэффициенты в процессе их нагрева и охлаждения в температурном
интервале от 20 до 1000е и выше. Поэтому методы регулярного режима,
а также и ряд других, известных в литературе пол названиями метода
неограниченного эталона, метода мпновенного источника, неприемлемы
для определения термических коэффициентов глин в интересующих нас
условиях. Для наших целей может быть применен сравнительный ме-
тод нагревания с постоянной скоростью.

Определения можно вести как в процессе нагрева, так н в про-
цессе охлаждения. Этот метод основан «а нагревании тела с постоян-
ной скоростью. Начиная с определенного значения критерия Фурье,
температура любой точки тела становится линейной функцией времени,
а распределение температуры описывается законом параболы (квази-
стационарный режим).

Отсюда следует, что перепад температуры между поверхностью
тела и любой его точкой прямо пропорционален коэффициенту темпера-
туропроводности, а перепад температуры между средой и поверхностью
тела прямо пропорционален объемной теплоемкости. Следовательно, по
температурному перепаду между поверхностью и центральными сло-
ями определяется коэффициент температуропроводности, а по перепаду
температур между средой и поверхностью тела — теплоемкость.

Коэффициент температуропроводности рассчитывают по формуле

а =	. —Л21 м^час.	(65)

А (а - 1а

Объемную теплоемкость рассчитывают по формуле:

Ст д-а(<с~Г|,)- ккал м*град.	(66)

85

Коэффициент теплопроводности рассчитывают по формуле

X — ас; ккал м град час.	(67)

Коэффициент теплоотдачи рассчитывают по формуле

а— _ ккаА мг град кас.	(68)

(Гс-<пИ

Во всех этих формулах приняты обозначения:

8 —скорость нагрева среды в град)час;

5	-

- —половина толщины образца в м;

А — постоянное число, зависящее от формы образца (для пла-
стины, например, равное трем);
7 — объемный вес материала в кг/м3;

(е, (в- 1а — температура среды, поверхности материала и его централь-
ных слоев в град.

Чтобы подсчитать теплоемкость по формуле (66), надо определить
коэффициент теплоотдачи (теплоперехода). Для этого эталон нагрева-
ют в условиях -идентичных с условиями нагрева исследуемого матери-
ала. Полученное значение коэффициента теплоотдачи »т для эталона
подставляют в формулу (66) и рассчитывают теплоемкость исследуемо-
го .материала. Таким образом, допускается, что два -различных матери-
ала, находясь в одинаковых условиях, поглощают одинаковое количе-
ство тепла. Это допущение приводит к ошибочным результатам про!
расчете теплоемкости. Поэтому изложенная выше методика приемлема
лишь для определения коэффициента температуропроводности. Значе-
ние удельной теплоемкости может быть определено более точным мето-
дом измерения теплового потока.

Распространенным методом экспериментального определения теп-
лоемкости керамической массы при высоких температурах, с учетом
эндо- и экзотермических эффектов до недавнего времени считался ме-
тод Мак-Ги (США), примененный нм для изучения глин. Мак-Ги пред-
ложил оценивать теплоемкость испытуемой массы путем сравнения ее
с известной теплоемкостью эталона. Г1-ро1 этом делается допущение, что
если эталон и образец, имеющие равные массы, помещены в одинако-
вые температурные условия, то они поглощают одинаковое количество
тепла. Количество тепла, поглощаемое телом, равно:

= О/С,	(69)

где С?— количество поглощенного тепла в ккал;

О — вес тела в кг;

I — температура тела в град.;

С — теплоемкость в к кал/кг град.

Снабдим параметры эталона нижним индексом «Э», а образца —
индексом «О». Мак-Ги допускает, что при равных температурных усло-
виях среды, окружающей эталон и образец, имеет место -равенство:

<?» = <?0 или О8/ЭС8 - 0^оС0.	(70)

При равенстве весов эталона и образца уравнение (70) упрощает-
ся и принимает вид

С,(, - С^о,	(70а)

откуда искомая теплоемкость равна

Со= .	(71)

Измеряя температуры эталона и образца и зная величину’ С3, мож-
но однозначно определить теплоемкость образца.

Поскольку теплоемкость является теплофизической характеристи-
кой, влияющей на процесс поглощения тепла -при данных температур-
ных условиях, то, очевидно, количество поглощаемого тепла является
функцией самой теплоемкости. Следовательно, при равных температур-
ных условиях эталон и образец поглощают различное количество тепла
в зависимости от их теплоемкостей.

Методика определения удельной теплоемкости по Мак-Ги заклю-
чается в следующем. Два образца с массами гщ и т2 помещают в со-
вершенно одинаковые платиновые тигли, которые подвешивают в элек-
трической печи с равномерной температурой. В один из тиглей поме-

§ К. А Нохратяа	_
щается исследуемый материал, а в другой — эталон, в данном случае
кварц, теплоемкость которого хорошо изучена в интервале температур
от 0 до 1400°. Температуры эталона и материала измеряются платино-
выми термопарами. Принимается, что вследствие идентичности разме-
ров тиглей и равномерности их нагрева оба образца получают одина-
ковое количество тепла. Это допущение лишает возможности получения
истинных значений удельной теплоемкости глин, так как количество
поглощаемого тепла является функцией теплоемкости.

Метод термографической калориметрии, разработанный а
НИИСтройкерамике Ю. П. Барским, является наиболее совершенным.
Основан он на измерении теплового потока, поступающего в образец.

Этот метод дает возмож-

Рис 46. Схема установки Ю. П. Барского

ность одновременного опре-
деления тепловых коэффици-
ентов; удельной теплоемко-
сти, температуропроводно-
сти и теплопроводности.

Схема установки (рис.
46) отличается от обычной
термографической установ-
ки заменой блока с образ-
цом и эталоном-калоримет-
ром с диатермической обо-
лочкой. Последняя помеща

ется в печь и в процессе
нагрева измеряется раз-
ность температур внешней и внутренней сторон оболочки, а также тем-
пература образца. Весь тепловой поток, поступающий в образец из-
вне, проходит через оболочку и контролируется. Как показано на
схеме, температура образца 1 изменяется простой термопарой 2, при
соединенной к гальванометру 3, а дифференциальная термопара 4, на-
ходящаяся па диатермической оболочке <5, присоединена к галь-
ванометру 6. Показания обоих гальванометров регистрируются
фотокамерой пирометра Курнакова 7. Диатермический калориметр
с образцом помещен в печь 8, температура которой регулируется с по-
мощью автотрансформатора 9, снабженного моторчиком Уоррена
Установка питается от стабилизатора напряжения.

Калориметр состоит из внешней металлической оболочки, закреп-
ленной внутри ее диатермической оболочки с дифференциальной тер-
мопарой, и тигля с образцом. Дифференциальная термопара состоит из
нескольких пар спаев (порядка двадцати), смонтированных на боковой
стенке и крышечке диатермической оболочки.

Величина теплоемкости рассчитывается с помощью приводимого
уравнения путем обработки полученных термограмм

тС^^-А,	(72)

где Ср-—теплоемкость 1вещества;

К —коэффициент теплопередачи оболочки;

* — скорость изменения температуры в град/час-,

Ы— разность температур на оболочке, рассчитываемая по днффе
ренциальной записи;

Л— константа, связанная с теплоемкостью оболочки и тигля.

Определив методом термографической калориметрии точное зна-
чение теплоемкости материала, его можно использовать в формулах (66)
и (67) для расчета коэффициентов теплопроводности и теплообмена.
и. Расход тепла на
нагрев глин

Для теплового расчета процесса об-
жига необходимо знать суммарный рас-
ход тепла на нагрев глин, с учетом эндо-
» экзотермических эффектов. Этим воп-
росом занимались многие советские экс-
периментаторы: Базилевич, Лысин и Га-
лабудская, Гросс и др., исследовавшие
некоторые каолины и глины.

Предполагая, что эндотермические и
экзотермические эффекты, наблюдаемые
при обжиге глин, связаны главным об-
разом с изменениями, претерпеваемыми
глинистым веществом — каолинитом,
Г. О. Гросс предложил считать суммар-
ную затрату тепла на обжиг функцией
процентного содержания в глинах АЬО3.
В результате обработки эксперименталь-
ных данных, относившихся очевидно к
глинам каолшштозой группы, Г. О
Гросс подсчитал, что суммарная затрата
тепла на нагрев глин с учетом всех теп-
ловых эффектов в интервале температур
от 0 до 1100° может быть принята рав-
ной 5 ккал на каждый процент А120з, со-
держащийся в них. Этой величиной теп-
ловых затрат обычно и пользуются при
тепловых расчетах печей.

Однако новейшие определения ис-
тинной теплоемкости различных глин и
каолинов, произведенные Ю. П. Барс-
ким по методике, более совершенной, чем
методика предшествовавших экспери-
ментаторов. показывают, что нельзя
принимать обобщенную величину тепло-
вых затрат па обжиг глин, независимо
от их минералогического состава. Поль-
зуясь методом количественной термо-
графии при помощи диатермической
оболочки, Ю. П. Барский определил ис-
тинную теплоемкость основных типов
глин и каолинов, учитывая раздельно
затраты тепла на эндо- и экзотермиче-
ские эффекты. На рис. 47 приводятся тер-
мограммы, полученные им для просянов-
ского каолина (каолинит), часов ярской
глины (монотермит) и огланлинского бен-
тонита (монтмориллонит). На основании

Рис. 47. Термограммы, полученные Ю. П. Барским

<1 хяолнн прос я невский; б — глина часов -арскаа; в -
бентонит огланлинский
Таблица 17

Средняя теплоемкость С? а теплопотребленае ()
при обжиге от НУ до Г

Тсмпсрггура в град.	Каолин лросямонехий		Глинд чзсов-ярская		Бентонит оглаклнжкий	
	С₽ * ккал, к г град	0 • ккал'кг	9 ккал, кг град	<2 и ккал'кг	Ср В ккал кг град	0 • ккал,кг
1	2	3	4	5	б	7
20	0,2	0	0.19	0	0,19	0
50	0.204	6,1	0.195	5.8	0,21	7,5
100	0,21	16,8	0.21!	16,9	0,28	23
150	0,23	29,9	0,328	42,6	0,575	75
200	0,235	42,3	0.308	55,5	0,57	102
250	0,232	53.3	0.285	65,6	0.48	113
300	0,235	65.9	0,271	75,9	0,44	123
350	0,237	78.1	0,259	85,5	0,405	132
400	0,24	91,2	0.245	93,2	0,37	142
450	0.25	107,5	0,212	101	0,347	152
500	0.267	128,2	0,25	120	0.44	163
550	0.53	281	0.365	193	0,337	178
600	0.538	312	0,38	220	0,335	193
650	0,525	331	0,367	231.5	0,342	216
700	0,513	319	0,354	241	0,37	249
750	0,5	365	0.315	252	0,357	261
800	0,485	378	0,335	261	0,35	272
850	0,47	390	0.326	270,5	0,346	287
ООО	0,456	401	0.319	281	0,34	300
950	0,441	410	0,311	289	0,33	309
1000	0,42	412	0.301	295	0,32	315
1050	0,399	412	0,295	304	0,312	323
1100	0,384	415	0.288	310,5	0,31	331

этих термограмм составлена таблица средних теплоемкостей и тепло-
потребления при нагреве от 20 до 1100'7 (табл. 17).

В табл. 18 дается сопоставление величин теплопотребления при
обжиге различного сырья, полученных по расчету в зависимости ог
содержания А12О3 и по экспериментальным результатам Ю. П. Барского.
Достаточно близкая сходимость наблюдается только для каолинитово-
го сырья, а во всех остальных случаях расхождение составляет от 30
до 70%. Поэтому при точных тепловых расчетах следует пользоваться
величинами истинной теплоемкости, или теплопотребления с учетом ми-
нералогического состава сырья. В тех случаях, когда сырье относится
к группе каолинитового, или близко к этой группе, можно пользовать-
ся величиной затраты тепла на обжиг—4 ккал на каждый процент
содержания А12О3.

Таблица 18

Теплопэтребление при обжиге по расчету и по наблюдению

Материал	Содержание АЦО. в %	$ расчетные и ккал кг материала	У наблюдаемые в ккал кг материала
Каолинит		  Г аллуазит	 ...  Мопотермит 	 .....  Аскангель	  Бентонит 	  Серицит . . . . • 		39,04 20,49  32.06  21.88 14,06 14,81	195  102,5  160  109,5  70,3 74	154  50,6  79.9  38.1  48.7  23,3
12. Температурный режим

Температурный режим является основной характеристикой обжи-
га керамических изделий и графически изображается так называемой
кривой обжига или температурной кривой, т. е. зависимостью между

температурой обжига и его
длительностью.

В определенных интер-
валах температур нагрева и
охлаждения керамических
масс, как было показано
выше, протекают многочис-
ленные физико-химические
процессы, требующие опре-
деленного времени. Хотя
для этих процессов харак-
терными являются темпера-
туры массы самих изделий,
в практических условиях оп-
ределение этих температур
представляет большие труд-
ности и приходится ограни-
чиваться температурами
среды, в которой происхо-
дит обжиг (нагревание и ох-
лаждение) изделий. По тем-
пературе среды, т. с. печно-
го пространства, приходит-
ся косвенно судить о режиме
термической обработки изде-
лий. При этом необходимо
учесть, что в разных зонах
температура печного про-
странства, которую правиль-
но можно измерить с помо-
щью просасывающей термо-
пары, может быть и выше и
ниже температуры обжигае-
мого изделия. Так, в зоне
нагрева изделие будет холод-
нее, чем газы, а в зоне ох-

Рис. 48. Температурная кривая обжига

лаждения — горячее их (или

воздуха, которым осуществляется охлаждение изделий). Наконец, в са-
мой зоне обжига под температурой печного пространства нужно пони-
мать не температуру собственно пламени, а среднюю температуру про-
дуктов сгорания вводимого топлива. Пример температурной кривой по-
казан на рис. 48.

Температуры, нанесенные на кривую, относятся к определенной
точке температурного поля печи. Температурный режим печи характе-

ризуется скоростью изменения подъема или падения температуры на
отдельных участках (зонах) печи, различаемых по теплотехническим

и технологическим признакам.

Скоростью изменения температуры (Д/) называется прирост темпе-
ратуры за бесконечно малый интервал времени, т. е.
где г — время в час.;

/ — температура в град.

Поскольку в данном случае мы имеем дело с первой производной
температуры по времени, графически скорость изменения температуры
в любой точке температурной кривой характеризуется углом наклона
к горизоптали касательной, проведенной в рассматриваемой точке, как
это показано для точки А на рнс. 48. Следовательно, нетрудно заме-
тить, что па восходящей ветви кривой обжига А/ всегда имеет поло-
жительное значение и характеризует интенсивность подъема темпера-
туры, а на нисходящей ветви — отрицательное значение, характеризую
щее интенсивность падения температуры. В соответствии с этим, поль-
зуясь всегда значениями для тангенса касательных, необходимо этот
угол отсчитывать по часовой стрелке на восходящей ветви и против
часовой стрелки на нисходящей ветви температурной кривой (точки
А и Б на рис. 48), как это было показано в предыдущей главе при
построении кривой скорости сушки. Для практических целен удоб-
но пользоваться упрощенной температурной кривой, принимая по от-
дельным зонам печи прямолинейное изменение температуры.

На рис. 48, б показана упрощенная температурная кривая, приве-
денная на рис. 48. а. Пользуясь упрощенной температурной кривой,
для позОнного определения скорости изменения температур нужно по-
зонно же определить значения А/ или, еще легче, взять для каждой
зоны отношение вертикального катета к горизонтальному, измеряя оба
катета в миллиметрах и учитывая принятые масштабы по осям коор-
динат. Так, например, для зоны обжига на рис. 48,6 мы имеем АБ =
= 53 мм, ВБ=30 мм, кроме того известно, что каждый миллиметр
по оси абсцисс соответствует 0,2 часа, а по оси ординат— 10°. Следова-
тельно, искомая скорость подъема температуры на этом участке равна:

д/ = Л .	= Л* 50 - 88,5 град’час.

ЕВ 0,2	30	г

Ту же величину мы получили бы, пользуясь значением Цха при а=
=60°30/ для данного участка: 1^60°30'“» 1,768; А/=1,768 • 50 = 88,4
град/час.

На рис. 48, б показаны скорости изменения температур по всем
зонам печи, подсчитанные по изложенному упрощенному методу. По
этим данным на рис. 48. в построена диаграмма скоростей изменения
температур.
1	*А«Л ТРЕТЬЯ

Конструкции сушил

1.	Установки для сушки глины

а» Подовые шахтные сушила

Наиболее ранним устройством для сушки клипы были подовые су-
шила. Принцип действия этих сушил заключается в том, что горячие
газы из специальных топок поступают в целый ряд каналов, перекры-
тия которых служат поверхностями теплопередачи; на этих поверхно-
стях и располагается сушимый материал. Различные типы подовых
сушил отличаются друг от друга схемой движения газов по каналам и
способом перекрытия последних.

В некоторых конструкциях горячие газы из топки поступают в об-
щий распределительный канал. Отсюда газы попадают в целый ряд
параллельно включенных каналов, а затем по промежуточному каналу
во вторую половину сушила и в обратном направлении протекают через
систему таких же поперечных каналов, как и в первой половине. Сбор-
ный отводящий канал соединен с дымовой трубой или дымососом

Подовые сушила долгое время применялись не только для оттаи-
вания и подсушки сырых материалов, но и для сушки изделий. При
производстве большемерных изделий они применяются даже на не-
которых современных заводах.

В тепловом отношении подовые сушила неэкономичны, а в экс-
плуатационном — неудобны.

Вследствие того, что теплопередача в этих примитивных устрой-
ствах происходит весьма неравномерно по длине отдельных каналов,
глину обычно загружают на подовое сушило различной толщины — от
500 мм в начале и до 200 мм в конце сушила. В процессе сушки глину
приходится перелопачивать вручную. Расход тепла на 1 кг испаренной
влаги превышает 2000 ккал, т. с. почти в 2 раза больше, чем в совре-
менных сушильных барабанах. Расход рабочей силы на 1 т высушен
ной глины достигает 1,5—1,7 чел.-часа, в то время как при барабанной
сушке расходуется всего лишь 0,2—0,3 чел.-часа. Съем с 1 .и2 поверх-
ности пода достигает 30—40 кг/час при оттаивании мерзлой глины и
последующей сушке.
В прошлом применение для сушки глины получили также шахтные
сушила в виде многосекционных шахт с общим газовым керном. Шахт-
ные устройства для сушки глины так же устарели, как и подовые
сушила.

б) Сушильный барабан

Наиболее широкое распространение для сушки керамического
сырья получил вращающийся сушильный барабан.

Основной частью сушильного'барабана (рис. 49) является сварной,
или клепаный металлический цилиндр, внутренняя полость которого

Рис. 49. Внешний вид сушильного барабана

служит сушильным пространством. Толщина стенки цилиндра колеб-
лется от 10 до 14 .«.и в зависимости от диаметра барабана. Цилиндр
устанавливается с небольшим уклоном (5—6°) к выпускному концу и
поддерживается двумя парами опорных роликов, по которым катятся
стальные бандажи. Для предотвращения сползания барабана и фикса-
ции мертвой точки при термическом его удлинении одна из роликовых
опор имеет упорные ролики, соприкасающиеся с обеих сторон с бан-
дажом.

Цилиндрический корпус сушильного барабана, вращающийся со
скоростью от 4 до 6 об/мин, обоими концами входит в камеры —газо-
вую, через которую горячие газы поступают в барабан, и выгрузочную,
через которую отводятся отработанные газы и выгружается высушенный
материал. Между корпусом вращающегося барабана к камерами имеет-
ся уплотнение, предотвращающее подсос холодного воздуха из окружа-
ющей среды. Опо состоит из двух плоских направляющих колец, непод-
вижно заделанных в стенке камер. Между этими кольцами образуется
паз, в который входит третье плоское кольцо, свободно насаженное на
барабан и фиксированное шпонками.

К газовой камере пристраивают топку, конструкция которой зави-
сит от рода сжигаемого топлива. Перед поступлением в барабан топоч-
ные газы обычно разбавляют холодным воздухом для понижения их
температуры. Отработавшие газы отсасывают дымососом и пропускают
через пылеуловительные устройства, где отделяют мелкие частицы су-
шимого материала, находящиеся в газах во взвешенном состоянии.

Направление взаимного движения материала и газов внутри ба*
рабана может быть прямоточное и противоточное. В подавляющем боль-
шинстве барабанов для сушки керамических масс предусматривают
прямоточное движение, т. с. материал и газы внутри барабана дви-
жутся в одном направлении.
Сушка глины в сушильном барабане протекает равномерно, если
глина равномерно раздроблена и отдельные куски ее равномерно омы-
ваются газами. Для интенсификации теплообмена необходимо разделе-
ние всей массы глины, поступающей в барабан, на отдельные потоки
и пересыпание ее внутри барабана. С этой целью сушильные барабаны
снабжены различного типа внутренними устройствами, называемыми
насадками. На рис. 50 показаны четыре типа насадок, чаще всего

встречающихся в современ-
ных барабанах.

Ячейковые насадки, ши-
роко применяющиеся при
сушке керамического сырья,
образуются следующим об-
разом. С цилиндрическим
корпусом 1 барабана жест-
ко связан радиальными реб-
рами 2 концентрический ци-
линдр 3, диаметр которого

почти вдвое меньше диамет-
ра барабана.

В барабанах с диамет-
ром более 1,5 л< внутренняя >
полость малого цилиндра
разделена на четыре ячейки
крестообразными вкладыша-
ми 4, свободно вдвигаемы-
ми в пазы, которые обра-
зуются приклепанными или

приваренными к цилиндру
уголками. В барабанах с
диаметром менее 1.5 м внут-
ренний цилиндр ячеек ие
имеет. Кольцевое простран-

Рис. 50. Различные типы насадок сушильных ба-
рабанов

о — ячейковые; б — подъемно-лопастные; в — промежу-
точные; г — распределительно крсстооые

ство между двумя концент-

рическими цилиндрами 1 и 3 разбивается на ячейки съемными вклады-
шами 5, вдвигаемыми в пазы на внутренней поверхности корпуса бара-
бана и на радиальных ребрах. В барабанах с предельным диаметром
2,8 м вкладыши имеют крестообразную форму, во всех остальных бара-
банах Т-образную форму, как показано на рис. 50.

Форма и расположение ячеек подбираются таким образом, чтобы
придать им по возможности одинаковое живое сечение. Каждая ячейка
представляет собой замкнутый канал, расположенный параллельно
образующим цилиндрического барабана. Поэтому материал, попавший
в ту или другую ячейку в начале барабана, перемещается внутри ячей-
ки до выхода с противоположного конца барабапа.

Весьма большое значение с точки зрения производительности ба-
рабана и правильной его балансировки имеет равномерное распреде-
ление сушимого материала по всем ячейкам. Такое распределение обес-
печивается специальными распределяющими устройствами. В началь-
ной части барабана (перед описанными выше ячейками) имеются
лопасти. Материал, поступивший в барабан через течку, подхватыва-
ется лопастями и распределяется ими по всем ячейкам.

Подъемно-лопастные насадки представляют собой желоба, при-
варенные к внутренней поверхности барабана. В нижнем положении
эти желоба заполняются материалом, а в верхнем положении материал
постепенно высыпается из них и при падении омывается га

зами.

Промежуточные насадки состоят из пяти крупных ячеек, образо-
ванных радиально расположенными листами, внутри которых имеются
подъемпо-лопастные устройства. Здесь высота падения материала зна-
чительно меньше, чем в предыдущем случае, вследствие чего меньше
и пылеобразованне.

Распределительно-крестовые насадки способствуют равномерному

материала по всему поперечному
сечению барабана. При

распределению и перелопачиванию

О 5 10 20 30 50

О 5 10 20 30 50

Размер кдеке! Iнм

Рис. 51 Размельчение глины внутри ячейкового
сушильного барабана

а—глина месторождения Орлон Лог; б — курьнпскэя
глика

таком типе насадок мате-
риал, поднятый в верхнее
положение барабана, пе-
ресыпается с одной кре-
стовины на другую.

Если подсчитать дли-
ну свободного периметра
материала, лежащего в
неподвижном барабане,
и длину суммарного пери-
метра после одного обо-
рота барабана, когда ма-
териал распределяется по
насадкам и пересыпается
по ним, то можно устано-
вить, что во втором слу-
чае периметр в 10—15 раз
больше, чем в первом.
При сравнении различных
конструкций внутренних
устройств удобно условно
относить свободный пе-

риметр материала к площади поперечного сечения самого бара-
бана, так как эта площадь в барабанах разных типов зависит нс от
конструкции, а исключительно от диаметра. При одной и той же конст-
рукции свободный периметр материала почти прямо пропорционален пло-
щади поперечного сечения барабана. Такая зависимость обусловливает-
ся тем, что внутренние ячейки или перегородки обычно устанавливают-
ся равномерно по площади сечепия барабана, и с увеличением послед-
ней число ячеек или перегородок растет пропорционально.

Если обозначить суммарный свободный периметр материала через
Л1М. а площадь сечения барабана через Ее, то отношение

М„

—=- = а
Рь
можно назвать коэффициентом соприкосновения для данной конструк-
ции. Этот коэффициент имеет большое значение для оценки барабанов:
чем больше коэффициент соприкосновения, тем больше напряжеиие
барабана по количеству испаряющейся влаги.

Как уже отмечалось, с уменьшением высоты падения материала
во вращающемся барабане уменьшается и степень пылеобразоваяия.

На рис. 51 приведены результаты наблюдений над измельчением
глин двух различных месторождений при сушке в многоячейковом ба-
рабане. Как и следует ожидать, измельчению подвергаются наиболее
крупные фракции (’ЗО- 50 мм). Однако количество измельчающихся
кусков фракции менее 50 лея весьма незначительно. Эти результаты
практических наблюдений свидетельствуют, что ячейковые барабаны
с точки зрения уноса мелких частиц, образующихся вследствие измель-
чения материала, работают лучше, чем барабаны с другими типами на-
садок.

Производительность сушильного барабана зависит от сушильных
свойств материала, параметров газов, поступающих в барабан, и кон-
структивных особенностей барабана. К сожалению, современный уро-
вень развития теории сушки не дает возможности установить количе-
ственную зависимость между производительностью установки и пере-
численными факторами. В настоящее время нам доступна лишь
качественная характеристика указанной зависимости, и для целей
практики приходится пользоваться результатами эксплуатационных на-
блюдений, обычно сводящихся к определению напряжения рабочего
объема сушильного барабана по количеству испаряемой влаги.

Удельным напряжением барабана по влаге принято считать ча-
совое количество испаряемой влаги в килограммах, приходящееся на
I м3 внутреннего объема барабана. Так, например, ячейковый сушиль-
ный барабан с внутренним диаметром 2,2 м и длиной 14 м имеет сво-
бодный объем Ув = 52,5 д3. Если по данным наблюдений в таком бара-
бане испаряется влаги да = 2000 кг]час, то удельное напряжение бара-
бана по влаге составляет: *

,, и> 2000 Оо »

11 = —38 кг час.

52,5

Примем, кроме указанных выше, следующие обозначения:

Од — вес в кг часового количества материала, поступающего в сушиль-
ный барабан, с абсолютной влажностью а'1%;

<?2 — нес в кг часового количества материала, выходящего из сушиль-
ного барабана, с абсолютной влажностью

Сс — вес в кг часового количества абсолютно сухой массы, проходящей
через барабан;

—насыпной объем часового количества материала в л<3 при средней
влажности его в барабане —-—' %;

7М— насыпной объемный вес материала в кг)му при средней влажности;
Ле, — коэффициент объемного заполнения барабана материалом, рав-
ный .

Очевидно:

Ш ------- (}{,

где

Следовательно:

100	„	„	100

—------Сс и О.—----------О(.

100—ич	1	100-ш.

(73)

Из приведенного выше определения коэффициента заполнения ба-
рабана имеем:

Ув = и У„ = Уб.4б.
Ае,
Выражая часовой насыпной объем через весовые количества и
объемный вес, получим:

у —	6* — ЮР о I *_______I_____1 \ _

“	2?м	27м с \100 —О11	100 —	)

= 50 — (—-— +-------!---) .

7м \100 — о>1	100 — и,» /

Следовательно, объем барабана может быть выражен следующим
образом:

Ув = — = 50	-------+----------

Аб	Л«7и\100 — «1	100 — ®»

(74)

Возвращаясь к удельному напряжению ба-
рабана по влаге и подставляя вместо а> и Уб
их выражения по уравнениям (73) и (74), по-
лучим

1 1

.. _ ® ЮОО, . 100—100 — ®»
~У6 ~ 50Ос 'м 6	1	1

100 — ®,	100 —ю»

Рис. 52. Зависимость конеч- и после преобразований
мой влажности глины от ве-
личины кусков при сушке в	—	•	,,с.

ячейковом сушильном бара-	(У = 27мЛб--------------•	V'3)

бане	200 — (Ш1 — ®»)

Таким образом, удельное напряжение по влаге, при прочих равных
условиях, зависит от насыпного веса материала, коэффициента объ-
емного заполнения барабана и начальной и конечной влажности мате-
риала.

Начальная влажность глин обычно колеблется в широких преде-
лах. Однако для данного месторождения или, точнее, для данной про-
изводственной установки барабана влажность является величиной из-
вестной и до некоторой степени постоянной.

Конечная же влажность материала диктуется условиями техноло-
гического процесса, следующего за сушкой, т. с. помола. При этом весь-
ма важно, чтобы предельные откдрнсния влажности отдельных кусков
глины от средней влажности были минимальными, так как средняя
остаточная влажность не характеризует глину с точки зрения пригод-
ности для рационального помола. Дело в том, что высокая влажность
отдельных кусков при абсолютной сухости других может повести к
налипанию влажной массы на дробящие или истирающие поверхности
мельничных аппаратов и резко снизить их производительность и каче-
ство помола. Поэтому одним из главных условий удовлетворительной
работы сушильного барабана является питание его глиной, равномерно
измельченной перед поступлением в барабан.

На рис. 52 представлена диаграмма зависимости конечной влаж-
ности глины от величины кусков. Так. при колебании размеров кусков
от наименьших до 50 и.и остаточная влажность колеблется от 2 до
10,5%. Надо полагать, что при дальнейшем увеличении размеров кусков
остаточная влажность должна возрасти еще более резко.

Данные этой диаграммы верны лишь для определенного конкрет-
ного сырья и режима сушки и при других условиях могут служить
только для ориентировочных расчетных целей. Однако во всех случаях
необходимо равномерное дробление, глины перед сушильным аппаратом
на куски нс более 40—50 лен, так как с уменьшением размеров кусков
увеличивается поверхность испарения по отношению к объему и умень-
шается градиент влажности в поперечном сечении самих кусков.

Коэффициент объемного заполнения барабанов обычно не превы-
шает 18—25%. Как показывает равенство (75), с увеличением этого
коэффициента возрастает удельное напряжение сушильного барабана.
Поэтому целесообразно в выходном конце его устанавливать приспо-
собления для подпора материала, увеличивающие степень заполнения

Рис. 53. Подпорные устройства в сушильных барабанах

□ — подпорное кольцо: б — подлорнея диафрагма; в — подпорные жалюзи; г — подпорный сегиект

барабана. Благодаря наличию подпорных устройств без удлинения
барабана увеличивается его производительность по влаге и время пре-
бывания в нем материала.

При небольших степенях подпора у выходного конца барабана ус-
танавливается кольцо (рис. 53, а); ширина кольца определяет степень
подпора. Для увеличения подпора у барабанов некоторых конструкций
кольцо уширяется и превращается в диафрагму (рнс. 53, б) с диамет-
ром отверстия 300—400 мм. При таком устройстве без большого труда
можно довести коэффициент заполнения барабана до */з. Для регули-
рования выхода высушенного материала под отверстием диафрагмы
устанавливают съемные пластины. По мере удаления пластин увели-
чивается выходное отверстие диафрагмы.

Однако малое сечение выходного отверстия создавало бы значи-
тельное сопротивление для прохода отработавших газов. Для умень-
шения сопротивления газы отводят главным образом не через шайбу,
а с периферии у конца барабана. С этой целью небольшой участок
барабана перед подпорной шайбой уширяют и выполняют из спираль-
ных пластинок, перекрывающих одна другую подобно пластинкам жа-
люзи. Материал передвигается вдоль оси барабана по этим пластинкам,
не просыпаясь в промежутки между ними, а отработанные газы сво-
бодно выходят через них в газовую камеру, из которой отсасываются
вентилятором.

Иногда вместо подпорной шайбы устанавливают торцовые жалюзи
с регулируемой раздвижкой отдельных лопастей (рис. 53, в).

Весьма простым устройством является подпорный сегмент
(рис. 53, г), который обычпо прикрывает одну треть живого сечения
барабана.

Следует отметить, что при наличии подпорных устройств любой
конструкции ячейки или пересыпающие перегородки заканчиваются
на некотором расстоянии от них, и высушенный материал скопляется
на этом свободном участке под углом естественного откоса.
Практический интерес представляет анализ влияния на производи-
тельность сушильного барабана числа его оборотов, угла наклона, дли-
ны и диаметра, т. е. основных конструктивных показателей.

Число оборотов и угол наклона сушильного барабана определяют
скорость продвижения материала, или, иными, словами, время пребы-
вания материала внутри барабана при данной длине последнего. В
самом деле, если пренебречь ускорением продвижения материала под
действием давления движущихся газов при прямотоке и замедле-
нием движения при противотоке, то скорость продвижения для данного
материала зависит исключительно от угла наклона и скорости враще-
ния барабана; последние два фактора (наклон и вращение барабана)
при одновременном воздействии на материал используют его свободное
падение для перемещения вдоль оси барабана. При этом величина
перемещения материала при каждом свободном падении равна А (да,
где А— высота падения, а—угол наклона барабана.

Так как при горизонтальном барабане «=0, то, очевидно, в нем ма-
териал не перемещается даже при вращении. Если барабан неподви-
жен, материал будет перемещаться лишь при условии, если угол нак-
лона настолько велик, что составляющая сила тяжести материала в
плоскости наклона будет больше силы трения, возникающей от давле-
ния материала на наклонную стенку. Иначе говоря, для перемещения
материала по неподвижной наклонной плоскости угол наклона должен
быть больше угла трения.

При вращении барабана достаточен самый незначителвный уклон,
чтобы заставить .материал перемещаться. Чем больше число оборотов
барабана, тем больше число свободных падений материала в единицу
времени. Чем больше уклон барабана, тем больше величина перемеще-
ния материала в результате каждого свободного падения. Из конструк-
тивных соображений барабаны устанавливают под углом наклона око-
ло 5е при числе оборотов в пределах от 3 до 9 в 1 мин.

Таким образом, производительность барабана как транспортирую-
щего устройства, т. е. пропускная способность барабана при данном
диаметре, зависит от скорости продвижения материала и коэффициен-
та заполнения барабана, так как коэффициент заполнения определяет
количество материала, находящегося в барабане.

Следует отметить, что при данной скорости продвижения материа-
ла его пропускная способность не характеризуется одной только вели-
чиной диаметра барабана. Одно н то же количество материала можно
пропустить при большом поперечшж сечении барабана с малым коэф-
фициентом заполнения и, наоборот, — при малом сечении, ио с большим
коэффициентом заполнения. Поэтому для характеристики пропускной
способности барабана надо учитывать коэффициент заполнения при
данном диаметре.

Фактором, определяющим количество удаляемой влаги при данной
пропускной способности барабана, является длина последнего, так как
при прочих равных условиях количество влаги, удаляемой из глины,
определяется временем пребывания глины внутри барабана. Если обо
значить через Ц длину барабана в м, а через ои- скорость переме-
щения материала в барабане в м/сек, то время пребывания
в барабане равно:

2 = —час.
360(к>м

материала

(76)

Определение необходимого времени пребывания глины в сушиль-
ном барабане при данных параметрах газов, поступающих в него, при-
водит нас к вопросу о влагопроводности глины, т. с. к сложным зави-
симостям динамики сушки, нс поддающимся пока теоретическому
решению. По практическим наблюдениям время пребывания глин в су-
шильных барабанах равно 20—30 мин.

Выбирая определенное напряжение по влаге на основании практи-
ческих данных, можно подсчитать объем сушильного барабана из ра-
венства:

У6 = к;им*.	(77)

Диаметр барабана выбирают таким образом, чтобы скорость га-
зов не превышала определенного предела, во избежание большой за-
пыленности их. Наблюдения показывают, что при скорости газов на
выходе из сушильного барабана в пределах 2—3 м./сек унос мелких
частиц глины составляет около 10%. При к.п.д. очистительных
устройств 90% потеря высушенной глины достигает почти 1%, с чем
приходится мириться в практических условиях.

Определяя по тепловому балансу (см. ниже) количество газов,
необходимое для сушки заданного количества глины, диаметр бара-
бана подсчитывается по формуле, предложенной А. П. Ворошиловым:

= °’Х88	1 /м>	(78)

у Гоо-Лб ' °г

где Л б — коэффициент объемного заполнения барабана;

УР — часовой расход газов при выходе из барабана с учетом 'испа-
рившейся влаги в м3/час;

пг— скорость газов на выходе из барабана в м/сек.

При скорости газов 2 м/сек в степени объемного заполнения 20%
аэродинамическое сопротивление сушильного барабана может быть
оценено в 15 мм вод. ст.

По объему и диаметру барабана определяется его длина:

Т-б = — ~ 1.275 -2-.	(79)

«О?

Необходимое число оборотов можно определить следующим обра-
зом. Мы уже отмечали, что при каждом свободном падении в полости
наклонного барабана материал перемещается в пей па длину Л1§а.
Количество свободных падепий материала за один оборот барабана
зависит от внутреннего устройства, т. е. от типа насадок, и колеблется
от 1 до 3.

Если рассматривать наклонный вращающийся барабан как тран-
спортирующий механизм, то часовое количество материала, проходя-
щего через него, определится по формуле

= 100 Рб1"' бОпМг 1й	(8о)

где "/гв—площадь поперечного сечения барабана, занятая мате-

риалом, в Ж2;

7м — насыпной вес материала в кг/м3;

60л— количество оборотов барабана в час при л оборотах
в 1 мин.;

—путь, проходимый материалом в полости барабана, за
каждый его оборот при высоте свободного падения Л,
количестве свободных падений Ь и угле наклона бара-
бана а.
Если площадь сечения барабана выразить через его диаметр, то
формула для определения числа оборотов примет вид:

п = —--------- об,мин.	(80а)

’й ’^б

Произведение величин ЬНА^ характеризует систему внутреннего
устройства барабана (типы насадок и подпорных приспособлений).
Поэтому величину 5 = &ЛЛб можно назвать конструктивным числом
сушильного барабана.

Тогда формулу (80а) можно написать следующим образом:

п— ——об/мин.	(806)

^бТм^<8«

Таким образом, основным показателем, по которому можно опре-
делить размеры барабана и число его оборотов, обеспечивающие за-
данную производительность, является объемное напряжение по влаге.

Для выбора этого показателя приводится табл. 19 с рекомендуе-
мыми параметрами сушки глин и некоторых других материалов, при-
меняемых в керамической промышленности. Эта таблица составлена
заводом «Прогресс», изготовляющим нормализованные сушильные ба-
рабаны, на основании практических данных, полученных от многочис-
ленных заводов, эксплуатирующих барабаны.

Таблица 19

Параметры сушки различных материалов в сушильных барабанах

Материалы  Глина . . . )  Каолин . . 1  Песок • • • | Шлак домен- ный гра- нулирован- ный . . *  Трепел . .  Топливо:  бурый уголь . . ( бурый уголь мы- тый . . .  Древесные опилки  Сланец . . | Торф фре- зерный	- - г ®  « о  До 40—50  До 40-50  0-15  0-15  0—100  0—40  40—100	1 б  3 с  X 3 г  22  25  27  19.8  4.8 6  15  21  40  55  55  60  20—22  40 28  50	И 8»  5 0.5 0,7 1.8  0,05 0.3 3,0  0,3 15  15 6,5  15  4,8  15 7  20	VI  ц»  600—700  800 81*1—1000 800—100  850 1000 ► 700  500  550  750  900 500—600  850-900  350  375  500600 500-600  450	2.3 «?& Н’  80—100  100  60  60  100  90  90  120  100-120 150 80-100  100  105  100  10О  100	« = я 5  х *  М Я 2 <  ’ 3 -  " А 2 ®  хдаг  50-60  36 42 28  80—83  1С0 80  18—25  50  100-125 165  ПО  100  18  39 45—65 40-60  75	Ь 1 з 31,1 ® о Я »_ = «”  1800 1800 1500 1500  1500 	  250  300	Рекомендуемый тип насадки*  Лопастная  Ячейковая  1 Лопаст-  | пая  I Ячейко- вая  То же  Лопастная  1 Ячейко- вая  Лопаст- ная
то

80а)

•его

й)

--0М

806)

пре-
: за-
1аге.

Шуе-
при-
Лена
! ба-
яне-

и 19
вх

КуемЫЙ

ггнам
кован
ист-
ин

вей ко-
ван

•стная

•ейко-
вая

оиаст-
иая

производи тглтосгпл, 6 *п/чаг

Рис. 55. Номограмма для выбора сушильного барабана
Напряжения, приводимые в таблице, относятся не к мерзлому мате-
риалу. Точных практических данных для случая, когда материал посту-
пает в барабан в мерзлом состоянии, к сожалению, не имеется. При раз
мораживании глины ориентировочно можно считать, что производитель-
ность барабана снижается на 10— 15%.

В табл. 20 даются конструктивные размеры прямоточных сушиль-
ных барабанов, изготовляемых серийно заводом <Прогресо в г. Верди
чеве. Обозначения размеров в этой таблице соответствуют обозначе-
ниям на рис. 54.

Таблица 20

Размеры прямоточных сушильных барабанов

О в мм	ь=4оа>		и-аооо		1=Я)00		Г-10 000		Т=12 000		1~14000	
		Ь.		Д.		ц				1*		
1 000 1200.  (1 400) 1600  (1 800)  2 000  2 200	850	950	1250  1 250  1 250  1 250	1 350  1 400  1 450  1 500	1650  1 650  1 650  1 650  1 650	1800 1850 1 900 1 950 2000	2050  2 050  2 050  2 050  2 050	2 250  2 300  2 350  2 400  2450	.  2 500  2500	2 800  2900	2 900	3 300

Продолжение табл. 20

о в МЛ 1	Ь= 18000		В,	О»	Ь,	н	Н,	н9	Н,	Н,	И,
	1	ь.									
1000			150	408	670	2 290	I 450	1 100	1 670	В завися-	910
1 200			190	508	700	2 565	1 560	1200	1915	мости от	1 042
(1 400)			230	608	775	2 840	1 670	1300	2 190	числа обо-	1 208
1600			270	708	810	3115	1 780	1 400	2 455	ротон и	1 368
(1800)			310	808	900	3390	1 890	1 500	2 740	диаметра	1 545
2 000			350	908	925	3665	2 000	1 600	2 985	барабана	1 678
2200	3 350	3 750	390	1 010	1000	3950	2 110	1 700	3 300	от 1 100  до 1 935 .им	1 885

Для облегчения выбора сушильного барабана на рис. 55 приводится
номограмма.

Разберем пример пользования этой номограммой. Пусть требуется
выбрать барабан для сушки 10 т глины*в час от абсолютной карьерной
влажности 25% до остаточной влажности 5%. На нижней горизонталь-
ной шкале номограммы находим точку Л, соответствующую заданному
количеству глины, а на верхней горизонтальной шкале точку Б, соот-
ветствующую количеству удаляемой влаги в %.

По табл. 19 выбираем напряжение объема сушильного барабана,
равное 50 кг/м3, наиболее подходящее для наших условий. Возвращаясь
к номограмме, из точки Б ведем вертикальную линию до точки В, лежа-
щей на луче, соответствующем выбранному напряжению. Из точки В
проводим горизонтальную линию до точки /' — пересечения этой линии
с вертикалью из точки А. Найденная точка Г определяет необходимый
объем сушильного барабана. Останавливаемся на ближайшем большем
объеме —44,5 ж3, т. е. на барабане длиной 12 м н диаметром 2,2 ж-
Тогда фактическое напряжение такого барабана по влаге составит
45 кг/м3.

Проанализируем вопрос о расходе тепла на сушку в сушильных ба-
рабанах. Обследование действующих промышленных установок пока-
зывает подсчитанный по топке расход тепла на 1 кг испаренной влаги
от 1100 до 2000 ккал. Значительное влияние на величину расходуемого
тепла оказывает начальная температура газов, поступающих в барабан.
Снижение начальной температуры газов увеличивает расход тепла на
1 кг испаренной влаги. Наряду с этим резко возрастает расход газов.
На рис. 56 показана зависимость удельного расхода тепла и газов от на-
чальной температуры газов, поступающих в сушильный барабан. Диаг-
рамма составлена для теоретического процесса сушки (без потерь) при

условии полного насыщения газов в выходном кон-
це барабана. Как видно из диаграммы, при началь-
ной температуре газов, равной 300°, расход тепла
составляет 765 ккал на 1 кг влаги. С повышением
температуры до 800° расход тепла снижается до
675 ккал/кг, что дает экономию тепла на 12%. Од-
новременно при тех же условиях расход сухих газов
снижается с 10,6 кг на 1 кг влаги до 3,5 кг/кг, т. е.
почти в 3 раза. Имея в виду, что диаметр барабана
определяется из условия наличия умеренных ско-
ростей газов с целью предотвращения значительно-
го уноса мелких фракций сушимого материала, ра-
бота на низких температурах 1^с этой точки зрения
является нерациональной.

Верхний предел начальной температуры газов
при сушке глины на практике должен достигать
700—800°; температура отходящих газов зависит не
только от начальной температуры газов, но и в зна-
чительной степени от условий сушки материала,
как это видно из табл. 19.

Рис. 56. Расход
тепла и газов в
сушильном бара-
бане в зависимости
от начальной тем-
пературы газов

Можно утверждать, что на большинстве заводских сушильных ба
рабанов с высоким расходом тепла одним из главных источников этого
перерасхода являются топки. Потеря тепла в топке зависит от типа по-
следней, рода применяемого топлива и условий эксплуатации. На прак-
тике эти потери колеблются в широких пределах от 10 до 35%. Необхо-
димо взамен ручных колосниковых топок снабжать сушильные бараба-

ны современными механизированными топками с автоматическим регу-
лированием режима их работы.

Представляет практический интерес характер тепловых потерь су-
шильного барабана в окружающую среду.

На рис. 57 показана температурная кривая для газов, протекающих
по длине барабана при прямоточной схеме. В соответствии с резким
падением температуры в самом начале барабана и замедленным паде-
нием в дальнейшем, тепловые потери в окружающую среду имеют ме-
сто главным образом также в начале барабана. На том же рисунке
ступенчатой линией показаны средние величины тсплопотерь через каж-
дые 2 м длины 14-метрового барабана. Три четверти всех теплопотерь
сосредоточиваются на первых 6 л длины барабана. Несмотря на то, что
в общем тепловом балансе потери в окружающую среду составляют все-
го лишь 5—6% от общего расхода тепла даже при неизолированном ба-
рабане, изоляция последнего целесообразна как в отношении некото-
рой тепловой экономии, так и понижения температуры излучающей
внешней поверхности. Это излучение представляет эксплуатационные
неудобства, если учесть, что температура внешней поверхности в самом
начале барабана достаточно высока.

Чаще всего изоляция осуществляется в виде внешнего цилиндри-
ческого кожуха из тонкой листовой стали, причем между кожухом и
барабаном оставляется зазор толщиной 30—50 л.и. заполняемый смесью
асбестовой мелочи с трепелом.

На рис. 58 приведен тепловой баланс сушильного барабана на I кг
испаренной влаги, составленный на основании данных теплового расче-
та для среднегодовых условий (/ = 0°) центрального района. Удельный
расход тепла равен 990 ккал/кг. Следует отметить, что в отличие от су-
шил расход тепла в сушильных барабанах колеблется в течение года
весьма незначительно, всего лишь около 5% в ту или другую сторону от
среднегодового расхода.

Рис. 57. Падение температуры газов по
длине сушильного барабана

I — теплопотсри: 2 — температура готов Рис. 58. Тепловой баланс сушильного барабана

К указанному на рисунке расходу7 тепла около 1000 ккал на 1 кг
влаги нужно стремиться на практике как к технически вполне достижи-
мому нормальному расходу. В этом отношении совершенно не показа-
тельны практические данные по расходу тепла на многих предприятиях
керамической промышленности, достигающему 2000 ккал и даже более
на I кг испаренной влаги. Обследования существующих установок су-
шильных барабанов с высоким расходом топлива подтверждают нали-
чие ограниченного количества элементарных причин, устранение кото-
рых может снизить этот расход до нормальных пределов.

С целью сокращения расхода тепла в сушильных барабанах пред-
лагались тепловые схемы с рециркуляцией отработанных газов, а также
с предварительным внешним обогревом барабана. При рециркуляции
отработанные газы из разгрузочной камеры попадают в пылеосадн-
тельную камеру, расположенную под барабаном, и из нес направляют-
ся к дымососу. Дымосос нагнетает часть отработанных газов через сопло
обратно в барабан, другая часть газов выбрасывается наружу через тру-
бу. Количество газа, рециркулирующего и выбрасываемого наружу, регу-
лируется заслонкой. Отработанные газы, выходящие через сопло, эжек-
тируют горячие дымовые газы из топки, в результате чего получается
рабочая смесь, поступающая в сушильный барабан. В некоторых слу-
чаях третьим компонентом рабочей смеси является холодный воздух.

Барабан с внешним обогревом имеет внешнюю кирпичную обмуров-
ку. Из тонки газы, охлажденные до определенной температуры, посту-
пают по каналу в обмуровку барабана, прямотоком омывают барабан

снаружи, а затем поступают во внутрь барабана. Пройдя противотоком
через весь барабан, газы выходят у противоположного конца и отво-
дятся к дымососу.

Рециркуляция отработанных газов дает определенную экономию
тепла, так как в этом случае топочные газы охлаждаются до темпера-
туры поступления в барабан не холодным воздухом, а полностью или
частично отработанными газами с повышенной температурой (80 —
100°). Величину экономии тепла можно подсчитать по /-«(-диаг-
рамме.

Что касается предварительного внешнего обогрева, то осуществле
ние такой схемы значительно усложняет установку в конструктивном
отношении без какой-либо тепловой экономии. Эта схема принципиаль-
но аналогична схеме промежуточного подогрева агента сушки в су-
шилах для изделий (см. главу V), но в данном случае почти не оправ
дана.

В заключение настоящей главы приводим краткое описание сов-
ременной установки сушильного барабана для глины, показанной на
рис. 59.

Глина подается в дробленом виде ленточным транспортером / и
по течке 2 поступает в сушильный барабан 3. Кирпичная газовая ка-
мера 4 представляет одно целое с угольной топкой 5, обслуживание ко-
торой механизировано. Дробленое топливо поступает по второму лен-
точному транспортеру, расположенному параллельно с транспортером 1,
для подачи глины. Из запасного бункера 6 топливо при открытом поло-
жении шибера 7 по течке 8 подается в топку механическим забрасыва-
телем 9. Топка снабжена качающимися колосниками 10 и гидравли-
ческим золоудалением. Шлаки и уносы, накапливающиеся в бункерах,
расположенных под топкой и газоходами, по рукавам 11 смываются в
канал 12. Топочные газы охлаждаются до поступления в барабан хо-
лодным воздухом, засасываемым через люк 13.

Глина и газы проходят через барабан прямотоком. Из разгрузоч
ной камеры 14 высушенная глина по течке 15 поступает в элеватор или
иа транспортер.

Отработанные запыленные газы по трубе 16 поступают в циклон 17,
где производится первичная очистка их, а затем дымососом 18 подают-
ся в циклоны 19 с уплотняющим бункером 20 для вторичной очистки.
Очищенные газы выбрасываются в атмосферу через трубу 21. Уловлен-
ный глинистый порошок из циклона 17 первичной очистки и уплотняю-
щий бункер 20 вторичной очистки по течкам поступает в шнек 22.
возвращающий этот порошок по течке 15 в общую массу высушенной
глины.

в) Совмещение в одном агрегате

ПРОЦЕССОВ СУШКИ И РАЗМОЛА ГЛИН

Совмещение процессов размола и сушки материалов в одном агре-
гате получило большое распространение во многих отраслях промыш
ленности. Особенно широко применяют одновременную сушку и помол
топлива на энергетических установках. За последнее десятилетие такой
метод приготовления порошка стал получать также применение в раз-
личных отраслях керамического производства во Франции, Англии и
Германии.

У нас в СССР сооружена и опробована опытно-производственная
установка, на базе которой этот прогрессивный метод должен найти
практическое применение.
В зависимости от необходимой тонины помола и исходных данных
топлива (влажность и размолоспособность) на электростанциях как у
нас, так и за рубежом применяют различного типа вентилируемые раз-
мольно-сушильные установки; аэробильные, пневматические, дезинге
граторные, маятниковые, шаровые и иные мельницы, а также мелющие
вентиляторы. Наибольшее распространение в энергетической промыш-
ленности получили барабанно-шаровые и шахтные мельницы. .

Установки с такого же типа мельницами применяют в промышлен
ности строительных материалов для приготовления топливной пыли и
сырых материалов в цементной промышленности и для сушки и размола
камня в гипсовой промышленности.

В керамическом производстве за рубежом применяют так называ-
емые аэрофонтанные сушильно-помольные установки, или установки с
вентилируемыми аэробильными и шахтными мельницами.

В системах совмещения сушки и размола с вентилируемыми мель-
ницами в качестве агента сушки и для транспортирования применяют
нагретые воздух или дымовые газы. Поэтому такие системы должны
быть оборудованы пылеосвдительными устройствами для отделения го-
тового порошка от отработанного газа.

В промышленности получили применение различные типы пыле-
уловителей: осадительные камеры, одиночные и батарейные циклоны,
механические и электрические фильтры и др.

По сравнению с распространенным в настоящее время раздельным
способом сушки и размола материалов метод совмещения этих процес-
сов в одном агрегате »}меет определенные технические, экономические и
эксплуатационные преимущества. Ниже приводится описание установок,
нашедших применение в керамической промышленности.

Установки с вентилируемой мельницей

Принципиальная схема установки для сушки и размола глииы в
шахтной мельнице показана на рис. 60.

Рис. 60. Принципиальная схема установки для сушки и размола глины в шахт-
ной мслышце

1—	ящитвый подаватель; 2 — камиевыделмтельные вальцы: 3— шахта мельницы.

1 — мельница; 3 — топка; о — циклон. 7 — батарейный циклон; 8 — Стикера для готового
порошка; 9 — вентилятор
Карьерная глина поступает в питатель, равномерно подающий ку-
сковой материал па дробилку, а затем в сепарационную шахту мель-
ницы. Куски глины с определенной высоты свободно падают в мельни-
цу, навстречу потоку- горячих газов, движущихся вверх по шахте. Горя-
чие газы из специальной топки или от других источников тепла заса-
сываются в мельницу по газопроводу, снабженному смесительным кла-
паном для подачи холодного воздуха и регулировочным шибером.

Из сепарационной шахты наиболее мелкие частицы глины (в зави-
симости от скорости потока газов) непосредственно уносятся в пыле-

Рис. 61. Схемы установки для приготовления глиняного порожка

« — установка во Фракции: / — карьерная глина; 2 —бегуны; 3 — ковшовый злезатор;
/ аогруишкая пиронкп; 2 — диухвалышй лодамтель; 6 — вентилируемая мельница;
7 выход материала из мельницы. • — пи клоп; 9- ячейковый питатель; ^—выгрузоч-
ный швек; // — готовый порошок: 12 — подтопок; 13 — дымовая труб»; // — вентилятор
б —установка к Англии: / — карьерная глина; 2 — решетка; 3 — ковшовый элеватор;
/ — бункер для глины: 5 — магнитный сепаратор: *> —мельница; 7 —горячие газы:
У—выход матернала из мельницы; / вертикальный сепаратор. М —возврат отсек».

// — циклоп; 12 — бункер, /V затаривание з мешки, // — вентилятор

улавливающие устройства, а более крупные куски, которые не могут
быть удержаны газовым потоком, падают в мельницу и подвергаются
дроблению. Действием газового потока, а также благодаря большому
числу оборотов бил мельницы глиняные частицы выбрасываются в
сепарационную шахту, где мелкие частицы уносятся газами, а круп-
ные— снова возвращаются на размол. Таким образом, тонкость помо-
ла глиняного порошка соответствует определенной скорости газов в се-
парационной шахте, поддающейся регулированию.

В мельнице, куда поступают горячие газы, одновременно происхо-
дит как размол, так и сушка глины. В шахте над мельницей происхо-
дит отсеивание и частичная досушка глины. Из шахты газы уносят гли-
няный порошок и пылеос а дители, включенные последовательно. Гото-
вый порошок поступает в бункера, а очищенные газы дымососом выбра-
сываются в атмосферу.

Вся установка находится под разрежением, создаваемым дымосо-
сом, и требует тщательного уплотнения. Газы, уносящие порошок из
шахты мельницы, могут быть использованы для транспортирования это-
го порошка к месту потребления, расположенному на некотором рассто-
янии от мельничной установки. В этом случае очистительные устройст-
ва, дымосос и бункер готовой продукции располагают у места потребле-
ния порошка.
На рис. 61 показаны схемы установок для приготовления порошка
на плиточном заводе во Франции и на заводе огнеупорных изделий в
Англии. На рис. 62 показана схема установки шахтной мельницы на
заводе клинкерных плит и кирпича в'Нерсдорфе (ГДР), описание ко-
торой приводится ниже. Глина поступает на завод по подвесной канат-
ной дороге / с карьерной влажностью 10—12%. Из кюбеля подвесной

дороги глина попадает в приемную воронку ленточного транспортера 2,
передающего ее в ящичный подаватель питающий шахту 4 мель-
ницы 5.

Мельница имеет две руч-
ные топки 6 общей пло-
щадью колосниковых реше-
ток 6 .«2, работающие на бу-
ром брикетированном угле
теплотворной способностью
2200 ккал) кг. Над шахтной
мельницей установлен сепа-
ратор 7, из которого части-
цы глины крупнее 2 лгм на-
правляются на трясковое си-
то 8. Отсев возвращается
на повторный помол, а
фракции до 2 .«.и попадают
в наклонную мешалку 9
длиной около 6 м с попе-
речными валами. После се-

паратора очистка газов про- Рис 62 Схема установки шахтной мельницы на
изводится в циклоне 10 ди-	керамическом заводе в ГДР

аметром 1,5 л и в десяти-
рукавном фильтре 11. Гли-

няный порошок из очистительных устройств возвращается в смеситель 9.
Между циклоном и рукавными фильтрами включен вентилятор 12, об-
служивающий всю установку, с электромотором мощностью 40 кет.
Глиняный порошок поступает в мешалку крупностью до 2 .ч.и, с оста-
точной влажностью 2%. В мешалке оп увлажняется до 6—8% и тща-
тельно перемешивается. Затем глина прорабатывается на бегунах 13,
неподвижная чаша которых имеет отверстия диаметром 2 леи. Клинкер-
ные изделия прессуются на прессах типа Шпенглер 14, укладываются
на печные вагонетки, на которых сушатся в туннельных сушилах 15 и
обжигаются в туннельных печах 16 системы Керабедарф.

Установленная мощность моторов мельницы и вентилятора состав-
ляет 14 кет на 1 т производительности (по глиняному порошку) в час.
Производительность мельницы 8 т порошка в час. Расход тепла на
сушку глины составляет около 900 ккал на 1 кг испаренной влага. В
дождливое время, когда карьерная влажность глины сильно повыша-
ется, наблюдаются случаи налипания глины в мельнице и ее прихо-
дится останавливать для чистки.

На рис. 63 показан проект опытной установки шахтной мельницы,
производительностью 15 т глиняного порошка в час. Очистка газов
производится в четырех циклонах /. установленных последовательно по
два и в двух параллельно включенных мокрых скрубберах 2. Под цик-
лонами имеются уплотняющие их бункера 3 с питателями 4, подающи-
ми глиняный порошок по течкам в шнеки 5, транспортирующие его на
производство. Электромоторы мельницы 6 и вентилятора 7 имеют сум-
марную установленную мощность около 160 кет.
Г-- - 2000 —1

Рис 63. Проект опытной установки шахтной мельницы

<350
а)

Рис. 64. Конструкция шахтной мельницы серийного изготовления
а —мельница; б —шахта; в — расположение шахты в мельнице ШМТ

Г а б л и ц а 21

Типоразмеры шахтных мельниц

	Размеры			а							к	8?
	]мпора		и  к	«д X  5	V  	Г	К я  &	X	а я		еМ .ха.	в	»асст ОСЯ! э мм
Типоразмеры мельниц	5 я  3	ш а  5	Произведите ЛЬ на бурых утят и т.час*	Скорость вржщ схемам	Активнее сече, ротора в м*	Диаметр вала	Окружная сап] бил в мсек	Количество би-	ем с вгадглют «зсе шоюлош	1 Мощность долг 1 хода при полис  1 лнчестве бил ।	Вес нетто без электродвнгате	Минимальное } мне между двух мелыта 1
Ш МЛ-800 (381)900	300	361	1.5	ООО	0.313	100	40	21	то	3.4	2,1	1 8С0
ШМА-ЮОО <4701 900	1 000	470	3	960	0.47	130	50	32	28	8.6	2,7	2 %0
ШМЛ-1000 (707) 960	1 000	<07	5	916	(1,707	1зо	50	44	42	13.1	3,13	2 2ГИ>
ШМА-1Э4Ю (944) 730	1 300	944	8	<30	1.23	1ьо	50	М	75	22	5.12	2 8СС
ШМА-1500 (1161) 730	1 500	1 181	12	730	1.77	200	57	90	106	45	7,2	з осо
ШМЛ-1500 (1068) 730	1 000	1 «21	15	730	2.5	—	57	90	1.0	63,5	1.3.8	3 кто
Ш МА-1600 (2(104) 7.30	1 660	2 004	20	730	3.13	270	63	108	200	107	17,6	3 150
ШМЛ-1000 (470) 730	1 000	470	——	730	0,47		—	32	—	4.5		——
ШМЛ-1000 <707) 730	। ото	707		730	0.107	—«	—	44	—•	6.7	•—	—“
ШМА-1650 (МОП 300	1 660	2 004	—	.'.90	3,3.1	—	—	109	—•	65	——	•аь—
ШМТ-1000 ( 4701 980	1 ПОТ	470	3 - 4	9 о<>	0.47	100	61	24	40	•—	3,3	3 200
ШМТ-Ю00 (707 ) 975	1 аю	707	5-6	976	И.7Г1?	к»	51	33	75	—	4	з за>
ШМТ-КХ» (944) 975	1 ооо	«М4	7-8	975	0.М1	1(10	61	42	95	—	4.5	3 601
ШМТ-1300 (1332) 735	1 300	1 332	12—13	735	1.73	150	50	56	156	—	8.6	3506
ШМТ-1300 ( 2004) 735	1 300	2004	19—20	735	2,65	160	50	ВО	2)0	—	13	4 100
Ш МТ-1300 (2564) 735	। 300	2 564	24-26	735	3,34	1И	50	кю	245	—	15	4600
* Производительность при предварительном				дроблении сырого утл» до				размеров 0-		-20 мм		
Конструкция и принцип работы шахтных мельниц, изготовляемых
в СССР, достаточно хорошо уясняются по рис. 64. Характеристика и
размеры шахтных мельниц приводятся в табл. 21 и 22.

Шахтные мельницы маркируются по диаметру и длине ротора в
миллиметрах и выполняются правого и левого вращения, если смот-
реть со стороны электродвигателя. Тип ШМТ представляет собой шахт-
ную мельницу с тангенциальным подводом газов к ротору, тип ШМА —
с аксиальным подводом.

Производительность мельниц в табл. 21 приведена по бурому углю.
При помоле других материалов следует учесть так называемый коэф-
фициент размолэспособносги, принятый равным единице для антрацита.
Коэффициент размолоспособности обычных глин может быть принят
равным 6, следовательно, для глин производительность мельницы будет
в 6 раз больше указанной в табл. 21.

Значительные экспериментальные работы по сушке и помолу глин
в шахтных мельницах проведены Е. Л. Рохваргером и М. И. Поляком.

Таблица 22

Габаритные размеры шахтных мельниц

Типы мельниц	Размеры п мм					
	г	Ж		п	с	Т
ШМТ-1300/2564	2308	2 710	2561	1978	1 895	1 608
ШМТ-1300/2004	2 338	2 050	2004	1978	1 895	1 608
ШМТ-1300/1332	1 630	1 378	1 332	1 942	1 835	1 602
ШМТ-ЮОО/944	1 212	996	914	1585	1 500	1 2«0
Ш МТ 1000/707	975	759	707	1595	1 500	• 1 280
ШМТ-1000/470	736	520	470	1585	1 500	1 280

Как уже отмечалось, горячие газы в шахтно-мельничной установке
одновременно являются и агентом сушки и служат для пневматического
транспортирования порошка. Следовательно, между скоростью этих га-
зов и их температурой должна быть определенная зависимость. При
данной скорости, удовлетворяющей требованиям перемещения порошка,
т. е. при данном количестве газов, поступающих в систему, температура
их ограничивается удельным расходом тепла на сушку: при высоких
температурах глина пересушивается, при низких — наблюдается нали-
пание на металлические поверхности в определенных участках установ-
ки глины с повышенной влажностью.

Оказалось необходимым экспериментально выяснить размеры и
конфигурацию сепарационной шахты и оптимальное соотношение ме-
жду параметрами газов, а также осуществить мероприятия по устране-
нию налипания глины при высокой влажности и др.

В процессе испытания установки налипание глины на стенки мель-
ницы и нижней части шахты было ликвидировано внешним обогревом
этих участков потоком горячих газов до подачи их в систему. Кроме то-
го, необходимо правильно выбрать место подачи глины в шахтно-мель-
ничной установке.

При подаче глины в верхнюю часть шахты куски глины за время
своего падения омываются горячими газами и несколько обсыхают с
поверхности; кроме того, они обсыпаются мелким сухим порошком,
уносимым газами вверх. Эти обстоятельства уменьшают вероятность
комкования глины и налипания их на металлические части.
Исследования показали’ что размеры и конфигурации сепарацион-
ной шахты в значительной мере влияют на гранулометрический состав
глиняного порошка.

На рис. 65 показана принципиальная схема нормальной сепараци-
онной шахты. Верх шахты имеет конфигурацию, предотвращающую вы-

падение порошка из газово-
го потока. Кроме того, шах
та снабжена внутренними
заслонками, при помощи ко-
торых можно регулировать
скорость потока, а следова-
тельно, и величину частиц,
выносимых из шахты.

Скорость газов, при ко-
торой сила тяжести транс-
портируемых частиц урав-
новешивается динамическим
напором газов, называется
скоростью витания этих ча-
стиц; при этой скорости ча
стицы не выпадают из газо-
вого потока. Скорость вита-
ния частиц диаметром свы-
ше 4 мм определяется по
формуле

Рис. 65. Принципиальная схема нормальной сепа-
рационной шахты

цп = 5,22 1 /	М'сек,(8\)

V Тг

где (1 м — диаметр наибольших частиц материала в м;

7М— удельный вес материала в кг/м3;

уг— объемный вес газов при данной температуре в кг/м3.

Принимая для глины 7„= 2200 кг]м?, получим

•	рп—245 | ./ — м(сек.

I 1г

На рис. 66 представлен график для определения скорости витания
кусков глины диаметром до 50 мм при температурах газов от 100 до
800°. .По графику можно установить, например, что для удержания ку-
сков глины диаметром 25 мм в состоянии витания газы с температурой
500° должны иметь скорость около 57 м!сек. Для частиц диаметром ме-
нее 4 мм эта скорость определится по равенству

7= *'“*•	(82>

' Тг ’ Чг
где кинетическая вязкость газов в м21сек.

При значении для глины уи = 2200 кг/м3, получим

1.6 л------- 

оп = 0,169йи 1/ -------- м!сск.

" Тг V Ъ

На рис. 67 показан график для определения скорости витания ча-
стиц диаметром до 4 мм. При скорости газов, равной скорости витания
частиц материала, последние находятся в состоянии «безразличного»
Счросгг» ЛитяиМ часл'ии, в м/е*

Рис. 67. График .для опреде-
ления скорости питания ча-
стиц глины диаметром ме-
нее I мм

Рис. 68. Проект цитадели для шахтной .мельницы
равновесия. Чтобы не только уравновесить силу тяжести частиц, но и
перемещать их вертикально, газовый поток должен иметь большую ско-
рость, чем гп. Обычно скорость газов принимают на 20—25% больше
скорости витания, подсчитанной по равенствам (81) и (82).

Для того чтобы при этих условиях частицы материала высушить в
газовом потоке, необходимо соблюдать определенное соотношение меж-
ду весовым количеством материала, находящегося в газовом потоке, и
количеством газов. Это соотношение называется концентрацией мате-
риала в газовой среде (и кг/кг). Для углей обычно принимается р =
= 0,5	0.7 кг/кг, для глин можно рекомендовать р°0,6 — 0,8 кг/кг.

При заданной производительности кг!час материала весовой
расход газов составит

Ог = О„ : р кг [час,	(83 )

а объемный расход при данной температуре;

VI =	— м9 час.	(83а)

.“7г

Зная часовое количество газов и скорость витания частиц, можно
определить сечение шахты, по которой они транспортируются:

Так как подсосы наруж-
ного воздуха нарушают рас-
четные предположения по
тепловому и газовому балан-
сам, шахтная мельница
должна быть снабжена на-
дежно работающим герме-
тичным подавателем глины.
Проект такого питателя по-
казан на рис. 68. Он пред-
ставляет собой одноваль-
ную глиномешалку с уплот-
няющей головкой. Глина
выжимается через кольце-
вой выход этой головки и
вращающимися ножами
разрезается па мелкие кус-
ки, как это делается в со-
временных вакуумных прес-
сах.

По экспериментальным
данным расход электро-
энергии на помол I т глины
составляет 2,5—3,5 кот-ч в
зависимости от производи-
тельности мельницы и физи-
ческой характеристики гли-
ны. Расход электроэнергии
на пневмотранспорт (при
расположении пылеуловите-
лей близ шахты мельницы),
по данным М И. Поляка,

—------------- ( -----------—।

Рис. 69. Установка ааробильной мельницы
составляет столько же, сколько и на помол; расход тепла на испарение
1 кг влаги составляет 800—1000 ккал. По данным Е. Л. Рохваргера, при
низких температурах газов, поступающих в мелышцу (140—160°), рас-
ход тепла повышался до 1200 ккал)кг влаги.

Е. Л. Рохваргер, на основании своих исследований, приходит к вы-
воду, что глиняные порошки, полученные на шахтной мельнице, отлича-
ются от порошков из глины, высушенной в сушильном барабане и раз-
молотой на дезинтеграторе, большей удельной поверхностью даже при
практически равных результатах ситового анализа, осколочной формой
зерен и меньшими перепадами пофракционпых влажностей. Указанные
особенности порошков, получаемых на шахтной мельнице, способствуют
увеличению скорости и степени набухания глины при дальнейшем ув-
лажнении, улучшают гомогенность массы и се формовочные свойства.

Кроме шахтных мельниц, в СССР изготовляются аэробильные
мельницы, также испытанные для совмещения сушки и помола глин
(рис. 69). Вследствие совмещения размольной камеры 1, сепаратора 2
и вентилятора <3 в одном агрегате аэробильная мельница приобрела
большую компактность. Размалывающая часть состоит из диска, снаб-
женного билами, жестко укрепленными болтовыми соединениями. Ко-
жух размольной камеры бронирован изнутри плитами. Диск с билами
вращается со скоростью 1450 оборотов в 1 мин. Глина подается в мель-
ницу через два рукава 4. куда из топки одновременно поступают горя-
чие газы. Измельчение материала происходит во взвешенном состоянии
за счет удара бил, а также за счет удара о броню.

Из размольной камеры газы и крупномолотый порошок поступают
в сепаратор, расположенный под мельницей. Отсев из сепаратора по
течкам возвращается на домол. При влажной глине температура газов
может быть доведена до 500—600°. Вентилятор, насаженный на общий с
мельницей вал, развивает напор до 160—180 мм вод. ст. Для очистки
газов и осаждения порошка устанавливается чаще всего батарейный
циклон 5 с уплотняющим бункером 6. Аэробильные мслышцы изготов-

Таблица 23

Характеристика азробальных мельниц, изготовляемых в СССР

Наименование показак?лей  Производительность ио донецкому то- щему углю при /^=12% а т.час Мощность электродвигателя в чет . . Окружная скорость бил в м'сек. Число оборотов в 1 мин	  Диаметр ротора ио билам в л.ч Расход воздуха в .и’, аде	  Напор для внешней сети при /=60° в мм вод. ст. .	. .  Нормальная температура газов в град. Вес мельницы пт	  Ширина бил в мм 	  Высота бил в 		• •  Число бил	  Питатель диаметром 600 мм  Предельная производительность п г.час Мощность электродвигателя в кат Число оборотов электродвигателя в 1 мин.		  Число оборотов диска в 1 мин. . . .	Тин ме  л  2.5  50  65  1450  855  6000  160  ИХ)  200  100  10  6  2  960  7.25	ДЪНШШ  ь  5 •  90  80  1450  1045  8000  180  400  6,9  270  135  10  10  2  960  14.5
ляются производительностью 2,5 и 5 т!час по тощему углю. Характери-
стика двух типов аэробильных мельниц дана в табл. 23, основные га-
баритные размеры — в табл. 24.

Таблица 24

Основные размеры аэробильных мельниц

Тил мельницы	л	Б	В	г	А	Е	АС
А	5160	4330	2965	1730	1336	2250	650
Б	5430	4600	3195	1970	1336	2300	770

Аэробильные мельницы расходуют около 33% мощности на холо-
стой ход. Их эксплуатационные показатели для размола глины выяв-
лены не были. Для подмосковного угля удельный расход энергии на раз-
мол и пневмотранспорт составляет 15 квт-ч/т при /?вд = 25%. К недо-
статкам этих мельниц следует отнести чувствительность их к попаданию
металла (с материалом, например), снижение производительности и
ухудшение помола по мере износа бил. При размоле угля марки АШ
била мельницы работают в течение 250 час., броня 500—1000 час.,
крыльчатка вентилятора 600 час.

Аэрофонтанные установки

Один из типов аэрофонтанной сушильно-помольной установки по-
казан на рис. 70. Такие установки применяются в керамической про-
мышленности ГДР для глин и каолинов в жидком, пластичном и ку-
сковом виде.

Рис. 70. Аэрофонтанные сушильно-помольные установки
а— вархавт с ковшовым элеватором: б—вариант с пневмотранспортом порошка
Комовое сырье подается ящичным подавателем / в дробилку 2 и
затем шнековым питателем 3 в мельницу 4. Если сырье не требует
дробления (коржи после фильтрпрессов, шликер), то оно непосред-
ственно поступает в герметичный шнековый питатель. Быстроходная
мельница, размалывая материал, выбрасывает его по трубе 5 в сушиль-
ную шахту 6. В верхней части шахты установлены горелки 7 для газово-
го или жидкого топлива. Так как горелки установлены тангенциально,
то горячие продукты горения создают вихревые потоки в сушильной
шахте. Чем крупнее кусочки материала, попадающего в шахту из мель
ницы, тем они выше поднимаются и в среде высоких температур быстро
сохнут и распадаются на мелкие частицы. Сухой порошок сосредото-
чивается в нижней части шахты, откуда поступает па вибрационное си-
то 8. Мелкие фракции, прошедшие через сито по течке, попадают в
элеватор 9 и шнеком 10 распределяются по бункерам 11. Крупные
фракции после сита по течке попадают в шнековый питатель 3,
распределяясь на сырье, подаваемом в мельницу. В сушильной
шахте горячие газы перемещаются сверху вниз и поступают в камеру
вибрационного сита. Часть этих газов под вентилирующим действием
мельницы засасывается через течку отсева в шнековый питатель.
Подача отсева на сырую массу и омывание рециркулирующими газа-
ми предотвращают налипание сырья в мельнице. Основная масса газов
из камеры вибрационного сита поступает в пылеулавливающий фильтр
12 и дымососом 13 выбрасывается в атмосферу. Пыль из фильтра по-
ступает в распределительный шнек над бункерами сухого порошка. Из
этих бункеров порошок либо подается на производство для использо-
вания на месте, либо затаривается, как показано на рис. 70, для от
правки дальним потребителям.

В установке с пневмотранспортом для порошка транспортирующие
газы подвергаются двухступенчатой очистке: в циклоне и в фильтре.

Работа аэрофонганных сушильно-помольных установок полностью
автоматизирована, показания всех измерительных приборов и регуля-
торов сосредоточены на центральном пульте.

Установки описанного типа перерабатывают глину с карьерной
влажностью выше 30%. Расход электроэнергии составляет от 4 до
10 квт-ч на 1 т сухого порошка. Расход тепла на испарение 1 кг влаги
не превышает 900—1000 ккал.

г) Сушка керамических масс распылением

Сушка керамических масс в виде шликера распылением в среде на
гретого воздуха приобретает значительное распространение в зарубеж
ных странах.

Па рис. 71 показаны три типа установок для сушки распылением.

Все установки состоят из следующих основных частей: устройства
для подачи и распыления шликера, распылительно-сушильной камеры,
калорифера для подогрева воздуха (при отсутствии другого источника
горячего агента судтки), устройств для сбора высушенного порошка и
очистки запыленного отработанного воздуха.

Распылнтелыю-сушильная камера обычно имеет форму или цилинд-
ра, или сочетания цилиндрической верхней части с конической нижней.
В последнем случае высота цилиндра обычно равна радиусу его се-
чения.

Промышленные установки имеют камеры диаметром от 2,5 до
6 м и высотой от 4,5 до 9 м. Камеры делают металлическими железо-
бетонными или деревянными с внутренней футеровкой. Изнутри ка-
меры облицовывают керамическими плитками или окрашивают стой-
кой краской. Диаметр камеры оказывает влияние при прочих равных
условиях на размер частиц сухого порошка. В лабораторных условиях
в малых камерах можно получить частицы с диаметром от 5 до 50 лк,
в то время как в промышленных установках частицы имеют размер от
75 до 100 мк при диаметре камеры 2—3 м. В камерах с большим диа-
метром размер частиц увеличивается и доходит до 200—300 мк и
более.

Рис. 71. Различные типы установок для сушка
распылепием

о: 1 — сушнльно-рдепылитсльная камере; 2 — калорифер»
Л —бак для шликера и насос; 4 — вентилятор для хо-
лодного воддуха; □ — распыл игольное устройство. б — от-
сос отработанного ио-щука с корошкох. 7 — пневмати-
ческая выгрузка порошка. 8 — парная ступень «кажде-
ния порошка; 9—впирая ступень осаждения порошка;

(0 — О1 иасывающий вентилятор

б; / —сушильно распылительная камера: 2 — калорнфеп:
Л—бяк для ш ликера с насосом: 4 — распыли тельное
устройство; 5 — выгрузка порошка, б — отсос отработан
кого воздуха; 7 — циклон, в — огсасыаающий вентиля.

тор

в: / — суишльно-распылительная камера; 2— калорифер.

•У — вентнлягоо для холодного воздуха; 4 — поступление
нагретого воздуха; 5 — форсуночная камера; (Г — осади»
тельная камера; 7 — отсос отработанного воздуха;

8 — очистительное устройство

Однако размеры частиц, так же как и их форма, зависят главным
образом от .метода распыления шлама. Известны три принципа распы-
ления: жидкость подается под давлением 5—7 атм и распыляется
воздухом, поступающим параллельно струе жидкости, как в пистоле-
тах-распылителях; жидкость распыляется форсункой высокого давле-
ния (до 200 атм), и, наконец, распыление производится диском, вра-
щающимся со скоростью до 25 тыс. оборотов в I мин., на который па-
дает струя жидкости.

Пистолетный способ распыления применяют только на малых ус-
тановках лабораторного типа. В промышленных установках применя-
ются иногда форсунки высокого давления, а чаще всего — распыляю-
щие диски. При распылении форсунками давление оказывает непо-
средственное влияние как на характеристику распыленного материала,
так и на производительность установки в отношении сушки. При низ-
ком давлении получается крупнозернистая струя, при высоком —
слишком дисперсный порошок. Для достижения постоянства грануло-
метрического состава порошка при различных производительностях су-
шила обычно устанавливают несколько форсунок, работающих парал-
лельно. Однако это усложняет установку.

Наиболее надежным и гибким распылительным устройством яв-
ляется вращающийся диск. Как уже отмечалось, такой диск делает
до 25 тыс. оборотов в 1 мин., развивая огромную окружную скорость.
Имеются лабораторные установки с числом оборотов диска до 50 тыс.
в 1 мин. Струя шликера, падая на вращающийся диск, превращается
в тонкую полосу, растекающуюся параллельно диску.

Сушку распыленного шликера, как правило, производят чистым
воздухом. Имеются установки, работающие на дымовых газах. Тем-
пература агента сушки, поступающего в сушильно-распылительную
камеру, колеблется в пределах 150—650°. Низкие температуры отно-
сятся к установкам, на которых воздух нагревается в паровом кало-
рифере, средние — к установкам с использованием огневых калорифе-
ров и высокие — к установкам с сушкой непосредственно топочными
газами. С повышением температуры агента сушки повышается произ-
водительность и коэффициент полезного действия установки.

Прямоточные и противоточные схемы движения агента сушки и
распыленного материала получили одинаково широкое распростране-
ние в конструкциях различных фирм.

Высушенный порошок в основной массе скопляется в конической
части сушильно-распылительной камеры, остаток — улавливается в
циклонах. В некоторых случаях последней ступенью очистки является
мокрый скруббер, шлам из которого используется па производстве
для увлажнения порошка. Если сушильно-распределительная камера
имеет только цилиндрическую форму с плоским дном, то для сбора го-
тового порошка и извлечения его из камеры применяют вращающийся
диск или скребки.

Установки, показанные па рис. 71, отличаются способом распили-
вания материала и схемами взаимодействия материала и агента суш-
ки. В первом случае материал распиливают центробежным распыли-
телем; нагретый воздух направлен навстречу материалу. Во втором
случае шликер подают на вращающийся диск, а воздух поступает
над этим диском. В третьей установке распылепие форсуночное;
нагретый воздух поступает через кольцевое пространство вокруг
струи распыленного материала. В этой установке коническая часть
сушильно-распылительной камеры служит циклоном для осаждения
порошка.

В зарубежной керамической промышленности имеются крупные
установки для сушки распылением производительностью до 80 т про-
дукта в сутки.

В СССР начато строительство первых промышленных установок
для сушки глиняного шлйксра (рис. 72).

Распылительная башня имеет внутренний диаметр 5.5 м и внутрен-
нюю высоту 5.5 м. Батарея из четырех таких башен рассчитана на про-
изводительность до 15 т сухого порошка в сутки. Установка работает на
продуктах горения генераторного газа. Из топки 1 газы по каналу 2 по-
ступают в коллекторы 3, которыми снабжена каждая башня Через ще-
ли 4 коллектора, расположенные в верхней части башни, газы посту-
пают в сушильное пространство. В процессе сушки они охлаждаются,
опускаются в.низ и, как показано стрелками, через цилиндрическую пе-
риферийную полость 5 покидают башню. Первая ступень очистки
отработанных газов от глиняных частиц производится в циклопе 6. вто-
рая—в мокром скруббере 7. Дымосос 8 включен между циклоном и
скруббером.

Шликер подается насосом и распыляется вращающимся диском с
соплами 9, расположенными в центре перекрытия башни. Распыли-
тельный диск делает до 7000 оборотов в 1 мин. Сухой порошок падает
на дно башни и вращающимися скребками 10 по вертикальным теч-

— МО —

кам И выдается в шнек 12. В этот же шнек поступает уловленный в
циклоне порошок. Шликер из мокрого скруббера возвращается в си-
стему распыления.

Обезвоживание керамических масс путем распылетшя шликера
выгодно отличается от других методов тем, что в этом случае полу-
чается готовый порошок, в то время как при других методах обезвожи-
вания требуется дополнительный помол полученной массы.

2.	Сушила для изделий

а)	Сушила периодического действия (камерные)

Развитие конструкции камерных сушил

Первые сушила для искусственной сушки керамических изделий
строились в самых разнообразных сочетаниях с обжигательными пе-
чами и представляли собой обычные стеллажи, расположенные на од-
ном уровне с ними, или в несколько этажей над печами, поэтому та-
кого типа сушила получили название «надпечпых».

Источником тепла чаще всего является воздух, нагретый при осты-
вании изделий в обжигательной печи. Кроме того, некоторое количе-
ство тепла получалось за счет теплового излучения поверхностями печи
непосредственно в сушильное пространство.

Такие сушила исключали возможность осуществлять организован-
ное направление воздушных и тепловых потоков и по существу явля-
лись сушилами с нерегулируемым режимом сушки. Поэтому в прош-
лом столетии в различных отраслях керамического производства поя-
вились так называемые камерные сушила периодического действия, вы-
теснившие постепенно надпечные.

В наиболее простой конструкции камерного сушила горячий воз-
дух поступает (из главного коллектора) в одном конце камеры, дви-
жется в продольно-горизонтальном направлении и удаляется снизу
камеры в противоположном конце — в отводящий капал.

В таких камерах вследствие горизонтального направления движе-
ния теплоносителя велика неравномерность сушки по длине камеры и
неизбежна большая неравномерность и по ее высоте.

В качестве меры борьбы с неравномерностью сушки по длине ка-
меры осуществляли реверсивное движение воздуха, а в некоторых ти-
пах сушил сокращали путь горизонтального движения воздуха, совме-
щая это мероприятие с реверсией.

Однако это усложняет сушильную установку большим количе-
ством клапанов, при неплотности которых воздух непосредственно мо-
жет перетекать из подводящего канала в отводящий.

Для уменьшения неравномерности сушки по высоте камер дела-
лись попытки искусственными мероприятиями равномерно распреде-
лять воздух в вертикальном направлении. С этой целью в начале и в
конце каждой камеры устанавливались распределительные решетки.
Однако при значительной длине камер эти решетки приобретают толь-
ко местное значение: на некотором расстоянии от них в горизонталь-
ном потоке воздуха снова наступает температурное расслоение со
всеми отрицательными последствиями. В некоторых типах таких сушил
передняя распределительная решетка конструктивно совмещалась с
дверями самой камеры. Когда двери закрыты, воздух из канала по-
ступает в их внутреннюю полость и через щели выходит в сушильную
камеру. Таким образом, в первых камерных сушилах воздух подво-
дился и отводился сосредоточенно и горизонтальным потоком пере-
мещался в рабочем пространстве.

В последующем стали появляться сушила с вертикальным пере-
мещением воздуха. Для этого необходимо было отказаться от сосре-
доточенного подвода и отвода и перейти на распределенную систему.
В таких сушилах камеры имеют решетчатое перекрытие и решетчатый
пол для равномерного распределения воздуха по всей длине рабочего
пространства. Распределенный подвод и отвод воздуха при вертикаль
ном движении его значительно улучшает работу камерных сушил в
отношении равномерности сушки.

Сушила ранних конструкций, кроме большой неравномерности
сушки, имели еще один недостаток — высокий расход тепла, достигав-
ший 1800—2000 ккал па 1 кг испаренной влаги. Неэкономичность их
обусловливалась принципом периодического действия: по мере высыха-
ния сырца отработанный воздух покидал камеры с возрастающей тем-
пературой и понижающейся влажностью.

В связи с этим возникло большое количество конструкций сушил
с тепловой блокировкой камер, с так называемым промежуточным
«влажным» каналом.

Сушила с блокировкой камер не получили большого распростра-
нения в промышленности по следующим причинам. Последовательное
включение двух камер и наличие целой системы каналов сильно увели-
чивали общее аэродинамическое сопротивление установки, и подсосы
воздуха из окружающей среды настолько возрастали, что ожидаемое
снижение расхода тепла от лучшего использования агента сушки не
достигалось ввиду увеличения потери тепла с возросшим количеством
отходящего воздуха. Кроме того, при включении камер на «влажный»
воздух во многих случаях имела место конденсация влаги на холод-
ном изделии, что пагубно влияло на качество продукции.

Дальнейшая рационализация схемы движения воздуха в рабочем
пространстве камер была успешно разрешена известным русским теп-
лотехником В. Е. Грум-Гржимайло, автором гидравлической теории
пламенных печей. В. “Е. Грум-Гржимайло исходил из предпосылки,
что схема движения воздуха в сушильной камере должна определяться
естественными стремлениями самого воздуха в процессе сушки.

Принцип сушки, принятый Грум-Гржимайло, оказал значительное
влияние на дальнейшее развитие конструкций сушил.

Многократная циркуляция воздуха в рабочем пространстве каме-
ры получила самое широкое применение во всех современных сушилах,
будучи усилена в некоторых из них искусственными побудителями —
вентиляторами. Принцип циркуляции отработанного воздуха под эжек-
ционным действием струи свежего агента сушки постепенно получил
специальное конструктивное оформление в так называемых эжекциои-
ных сушилах. Свободная естественная конвекция воздуха под дейст-
вием изменения его параметров в процессе сушки стала основой ра-
боты многочисленных сушильных конструкций.

Сушила многократного насыщения

Если ® рабочем пространстве сушильной камеры воздух соверша-
ет прямолинейный путь от места поступления к месту отвода, то в на-
правлении этого пути неизбежно значительное отставание влагоотдачи
последовательно омываемых изделий. Такие сушила могут быть наз-
ваны сушилами однократного насыщения. Если же по пути своего
движения охлаждающиеся струи воздуха вовлекаются в циркуляцию
в рабочем пространстве камеры струями свежего агента сушки и, сме-
шиваясь с ним, совершают многократное омывание одних и тех же из-
делий, то равномерность влагоотдачи значительно возрастает. Такого
типа сушила могут быть названы сушилами многократного насыщения.

Рис. 73. Камерное сушило системы
В. Е. Грум Гржимайло

а — камера; б — блокировка камер

В этих сушилах циркуляция воздуха внутри камеры происходит без
участия специальных вентиляторов, а лишь под действием разности
объемных весов горячих и холодных воздушных потоков и подсосом,
создаваемым струями свежего агента сушки, имеющим определенную
скорость при распределенном поступлении в сушильную камеру. Этот
принцип заложен в основе сушил системы В. Е. Грум-Гржимайло, по-
казанных на рис. 73.

Ниже уровня пола по всей длине камеры расположены два кана-
ла для подвода 1 и отвода 2 воздуха. Оба канала имеют ряд щелей,
через которые происходит распределенный подвод и отвод воздуха. На
расстоянии 400—500 мм от одной из продольных степ камеры устанав-
ливается так называемый экран 3, представляющий собой стенку по
всей длине камеры, нс доходящую до потолка и пола камеры. Эк-
ран образует с одной стороны рабочую часть камеры, загружаемую
сырцом, а с другой—свободное пространство для подъема горячего
воздуха.

Подогрев воздуха происходит или внутри каждой камеры, где за
экраном установлено несколько рядов ребристых паровых труб 4. или
в канале, куда подается горячий воздух от какого-либо источника теп-
ла. В обоих случаях воздух поднимается вверх по свободному прост-
ранству за экраном и растекается под потолком камеры. Омывая сырец
нисходящим потоком, воздух постепенно охлаждается, увлажняется и
достигает пола сушильной камеры. Восходящие потоки горячего воз-
духа, фонтанирующего струями из щелей канала 1, подсасывают часть
отработанного воздуха из рабочей части камеры, остальная же часть
воздуха покидает камеру через канал 2, ведущий к вытяжке. Возврат
части отработанного воздуха в поток свежего воздуха создает много-
краткую циркуляцию, значительно выравнивающую температуру по вы-
соте камеры. При централизованном подогреве воздуха за экраном пре-
дусматривается дополнительно одна линия паровых труб для первона-
чального подогрева сырца при замкнутой циркуляции воздуха внутри

камеры при закрытых заслон-
ках на подводящем и отводя-
щем каналах.

Блокировка камер может
быть осуществлена, как пока-
зано на рис. 73,6.

Широкое распространение
в промышленности строитель-
ной керамики получило суши-
ло системы Росстромлроекта
(рис. 74). Каждая камера дли-
ной 10—13 я снабжена тремя
каналами /, 2, 3, расположен-
ными ниже уровня пода. Боко-

Рис. 74. Камерное сушило системы Рос
стромироекта

вые каналы служат для подво-
да горячего воздуха, сред-
ний — для отвода отработан-

кого воздуха. Боковые ка-

налы перекрыты дырчатыми плитами. Струйки воздуха, фонтанирую-

щие из отверстий плит, значительно легче охлажденного воздуха, за-
полняющего рабочее пространство камеры, где происходит испарение

влаги из сырца, и поэтому устремляются вверх до тех лор, пока их
объемный вес не выравняется в процессе охлаждения с объемным ве

Рис. 75. Камерные сушила с поперечным движением агента сушки

а — сушило Бюрера: б — сушило Гарт (Франция); 1 — подводящие каналы; 2 — от во
дящне каналы

сом окружающего воздуха. При подъеме вверх теплые струйки, встре-
чая по пути более холодные, подогревают их, вследствие чего проис-
ходит постоянное тепловое взаимодействие между восходящими и ни-
сходящими потоками. Это вызывает перемешивание воздушных потоков
в поперечном сечении сушильной камеры, способствующее выравнива-
нию температур. Смешивание восходящих и нисходящих воздушных
струй, кроме того, вызывает многократную циркуляцию теплоносителя,
чему способствуют также фонтанирующие струйки горячего воздуха,
подхватывающие снижающиеся струйки отработанного воздуха. Упро-
щенная схема движения воздуха в камере показана в правой части
рисунка.

Наиболее тяжелые холодные частицы, не попавшие в данный мо-

мент в обратные потоки, падают

под камеры и через щели перекры-
тия поступают в отводящий ка
нал 2.

Для сушки плоских изделий
применяют камеры с горизон-
тальным потоком воздуха; два ва-
рианта таких сушил показаны па
рис. 75. В первом варианте воз
дух подводят п отводят распре-
деленно по всей длине сушильной
камеры посредством системы
стояков внутри продольных стен.
В показанной конструкции под-

водящие стояки заложены спе-

циальными керамическими плит-
ками с отверстиями, а отводящие
стояки открыты и представляют
собой штробы по всей высоте ка-
меры. Движение воздуха попе-
речно-горизонтальное. Во втором
варианте предусмотрены метал-
лические решетки вместо кирпич-
ных стояков. Кроме того, здесь
подвод и отвод воздуха осущест-
вляют не по всей высоте камеры:
предполагается, что воздух в до-
статочном количестве будет омы-
вать и верхние ряды изделий.
Практика показывает, что горя-
чий воздух действительно «всплы-
вает» до верхних полок вследст-
вие разности объемных весов это-
го воздуха и воздуха, поступив-
шего ранее и принявшего уже
участие в сушке.

К сушилам многократного на-
сыщения может быть отнесено
также немецкое сушило системы
Бомаг-Мегуин (рис. 76). В су-

шилыной камере воздух распределяется поперечно-горизонтальными по-
токами посредством экранов / со щелями, напоминающими жалюзи.
Плоские струи воздуха благодаря эжекции подсасывают отработанный
воздух и создают многократную циркуляцию. Для выравнивания усло-
вий сушки <в поперечном сечении камеры, обычно имеющей ширину' око-
ло 4 м, предусмотрена возможность изменения направления воздуха
(реверсия) посредством специального переключателя 2.

Когда заслонка переключателя находится в горизонтальном поло-
жении, то воздух движется по направлению, показанному стрелками.
Он отсасывается с правой стороны сушильной камеры и поступает в

Рис. 76. Камерное сушило системы Бо.маг-
Мегуип

/ — жалюзийный экран; 2 — переключатель воз
духа; 3 — конденсатор: 4—полотренателъ впз-
духа: 5 — выпхлятор: ^—вводной патрубок кон-
денсатора; 7 — выводной патрубок конденсатора
' верхнюю часть переключателя; пройдя последовательно конденсатор и
подогреватель, вентилятором нагнетается через нижнюю часть пере-

ключателя в левую поло-
вину камеры. При верти-
кальном положении за-
слонки направление дви-
жения воздуха меняется
на обратное в сушильной
камере и системе возду-
ховодов, соединяющих ее
с переключателем, но со-
храняется прежним в
конденсаторе и подогре-
вателе.

Конденсатор установ-
лен водяной, поверхност-
ного охлаждения. Холод-
ная вода поступает в
змеевик через патрубок
6, а нагретая вода поки-
дает его через патрубок 7.
Назначение конденсато-
ра осушить воздух в
замкнутом процессе его
циркуляции, поддержи-
вая влажность на 'опре-
деленном уровне. Темпе-
ратура воздуха регули-
руется подогревателем.
Система конденсации и
промежуточного подогре-
ва теплоносителя может
быть использована и в су-
шилах других типов.

ЭЖЕКЦИОННЫЕ СУШИЛА

В сушилах много-
кратного насыщения, как
мы видели, частично ис-
пользуется эжектирую-
щее действие фонтани-
рующих струй горячего
воздуха, поступающего в
камеру. Однако эжекти-
рующий эффект в таких
сушилах невелик ввиду
того, что скорость воз-
душных струй незначи-
тельна. Ниже дается опи-
сание сушил особого ти-
па, в которых эжекция
возведена в основной
принцип их работы.

Рис. 78. Камерные эжекииопные сушила

а и в — конструкции ГИКИ; в — конструкции Института
огнеупоров (Ленинград)
В камере, показанной на рис. 77 (сушило Кэррьера, США), .по-
всей длине ее расположены два подводящих / и один отводящий 2 ка-
налы; первые снабжены многочисленными коническими насадками
(дюзами), а вторые—щелями. Скорость воздушных струй, выбиваю-
щих из насадок, достигает 25—35 м/сек, вследствие чего в прилегаю-
щих к ним зонах происходит эжекция значительной силы, турбулизи-
рующая потоки воздуха по всей сушильной камере. На рис. 78 показа-
ны схемы нескольких вариантов отечественных эжекционных сушил
периодического действия.

В первом варианте сушила конструкции ГИКИ вентилятор 1 через
паровой калорифер 2 нагнетает воздух в подводящий канал 3, распо-
ложенный под перекрытием камер, выше подвесных вагонеток с изде-
лиями. Подводящий канал с двух сторон снабжен коническими насад-
ками. Перед вагонетками с изделиями расположены направляющие
лопатки 4 для равномерного распределения воздуха по высоте рабо-
чего пространства сушильной камеры. Отработанный воздух покидает
камеру через окна 5 в стояках 6, расположенных между вагонетками.

В этом варианте представляет некоторое неудобство необходимость
выкатывать из сушила на время его загрузки р выгрузки систему на-
правляющих лопаток, расположенных у загрузочной двери сушильной
камеры.

Этот недостаток устранен во втором варианте конструкции. Подво-
дящий канал 1 и направляющие лопатки 2 находятся с боков вагоне-
ток с изделиями. Отводящий канал 3 расположен непосредственно над
подводящим каналом.

В третьем варианте эжекционного сушила, разработанного Инсти-
тутом огнеупоров (Ленинград), воздух по стояку 1 подается в короб с
насадками 2, расположенный на поду камеры, между двумя рядами
вагонеток. Воздух фонтанирует вертикально и, минуя подвесные на-
правляющие щиты 3, поступает в рабочее пространство сушильной ка-
меры сверху. Отвод отработанного воздуха производится через окна
4 в стояках 5.

Эжекционные сушила могут обеспечить достаточно высокую равно-
мерность сушки, по требуют квалифицированной эксплуатации насадок
и направляющих лопаток, регулирующих распределение воздушных по-
токов.

Сушила с внутренней рециркуляцией

Сушила с внутренней рециркуляцией отличаются от сушил много-
кратного насыщения (в том числе и эжекционных) тем, что в них от-
. работанный агент сушки каждый раз после однократного насыщения
выводится из рабочего пространства камеры внутренним циркуляцион-
ным вентилятором и вновь вводится в определенной смеси со свежим
агентом сушки. Иначе говоря, производится возврат (рециркуляция)
отработанного воздуха в рабочее пространство камеры, что принципи-
ально отличается от многократного насыщения в самом рабочем про-
странстве камеры.

Рециркуляция воздуха в данном случае названа внутрен-
ней в отличие от внешней, при которой отработанный воздух
отбирается из всех сушильных камер, частично смешивается со свежим
агентом сушки и по центральному каналу возвращается в камеры. В
сушилах с внутренней рециркуляцией описанный принцип работы поч-
ти всегда совмещают с промежуточным подогревом изделия для эконо-
мичного ведения процесса сушки при умеренных температурах воздуха.

В качестве внутренних побудителей циркуляции применяют крыль-
чатые вентиляторы большого диаметра.
Сушила с внутренней рециркуляцией и промежуточным подогре-
вом воздуха находят все большее и большее применение в промышлен-
ности строительной керамики благодаря равномерности и экономично-
сти сушки.

На рис. 79 показано камерное сушило с внутренней рециркуляци-
ей и промежуточным подогревом воздуха, предназначенное для сушки
керамических пустотелых изделий. Каждые три или четыре камеры в

Рис. 79. Камерное сушило с внутренней рециркуляцией
(ГДР)

тепловом отношении объединены в самостоятельный блок. Размеры
камеры: длина 7, 5. высота 3,2 и ширина 1.5—2,65 .я (в зависимости от
размеров сушимых изделий). Загрузку и выгрузку камер производят
с одной стороны. Каждый блок обслуживается четырьмя циркуляцион-
ными крыльчатыми вентиляторами 1, установленными в боковом кори-
доре. В такой же коридор, расположенный с противоположной стороны,
поступает свежий агент сушки из канала 2, находящегося под ним. В
этот канал воздух поступает из центрального канала при открытом по-
ложении канала 3 и выходит в боковой коридор через люки 4, коли
чество которых равно количеству рециркуляционных вентиляторов. В
•основном коридоре расположены паровые радиаторы 5. Центральный
канал, расположенный вдоль фронта камер, обслуживается центробеж-
ным нагнетающим вентилятором.

При загрузке камер сырыми изделиями на выступы боковых стен
примерно на половине высоты камеры постепенно накладывают дере-
вянные щиты 6 и таким образом камера, заполненная изделиями,
оказывается разделенной на две части. Циркуляционные вентиляторы,,
расположенные в верхней части камеры, засасывают отсюда воздух и
нагнетают в нижнюю часть. При этом часть отработанного воздуха
выбрасывается в атмосферу через вытяжные трубы 7, расположенные
позади циркуляционных вентиляторов.

Горячий воздух, поступающий в боковой коридор снизу, смеши
вается с отработанным рециркулирующим воздухом, который подвер-
гается промежуточному подогреву, омывая паровые радиаторы. Затем
воздушная смесь поднимается вверх и направляется горизонтальным
потоком в сторону циркуляционных вентиляторов. Таким образом,
агент сушки в горизонтальном направлении проходит по ширине 3—4

Рис. 80. Камерное сушило системы Шильде-Газ
с —разрез камеры; б — внешний вид камеры

сблокированные камеры, т. с. расстояние до 6—8 и. Каждый циркуля-
ционный вентилятор обслуживает сушильную зону, имеющую в шири-
ну и в высоту менее 2

Описанного типа сушило работает в ЧССР па керамическом заво-
де в г. Тунеходы, где применяют следующие режимы сушки пустоте-
лых керамических досок длиной 1,2 ж. Загруженный сырцом блок ка-
мер включают сначала на влажный воздух. Горячий воздух в этот пе-
риод из центрального капала не подается, вытяжки закрыты, венти-
ляторы создают замкнутую циркуляцию при частично включенных па-
ровых радиаторах. Относительную влажность воздуха поддерживают
около 80%. Во второй период сушки включают все радиаторы и откры
вают вытяжные трубы. Наконец, в третий период подают сухой нагре
тый воздух из центрального канала.

По данным завода, на 1 кг испаренной влаги расход тепла состав
ляет в среднем за год 1350 ккал. Каждый циркуляционный вентилятор
имеет производительность, равную 4800 нлР/час, и потребляет 1,1 квт-ч
электроэнергии.

На рис. 80 показано сушило системы Шильде-Газ, получившее
распространение в европейских странах (ФРГ).

Изделия располагают на переносных стеллажах или вагонетках /
в два ряда по ширине камеры. По обе стороны от вагонеток оставля-
ют свободное пространство для поперечной циркуляции воздуха. Та-
кое направление движения воздуха при указанном расположении вен
тиляторов 2 достигается с помощью патрубков особой формы. Как
начальный, так и промежуточный подогрев воздуха производят паро-
вым калорифером 3 из ребристых труб, расположенным под вентилято
рами параллельно их общему валу. Над перекрытием рабочей зоны
сушильной камеры по всей длине последней расположены два канала
4 для холодного воздуха и два паровых увлажнителя 5, регулирующих
влажность воздуха. Отработанный воздух покидает сушило через вы-
тяжную трубу 6.

Такие сушила применяют главным образом для сушки фарфоро-
вых и фаянсовых изделий и часто совмещают со специальной камерой
предварительного подогрева изделий.

Общий вид установки со стороны камеры подогрева показав на
рис. 80,6.

Бетонная камера подогрева изолирована от металлической сушиль-
ной камеры плотной дверью. Все пространство загруженной камеры по-
догрева насыщается острым паром от котла или мятым паром от па-
росиловой установки. Внутри камеры имеются паровые калориферы,
назначение которых — поддерживать достаточно высокую температуру
для «предотвращения значительной .конденсации водяных паров на по-
верхности изделий.

Вагонетки с подогретым сырцом проталкивают из этой камеры в
камеру сушки. В некоторых установках сушку производят последова-
тельно в двух камерах с различными режимами.

б)	Сушила непрерывного действия (туннельные)

Развитие конструкции туннельных сушил

Уже в конце прошлого столетия в керамической промышленности
стали применяться сушила непрерывного действия, получившие назва-
ние туннельных в связи с конструктивной формой их рабочей камеры,

В простейшем противоточном сушильном туннеле горячий воздух
подается с одного конца длинного туннеля и движется по нему горизон-
тальным потоком к противоположному концу, где удаляется вытяжкой
или вентилятором. Сушимые изделия размещают на вагонетках, поезд
которых периодически передвигается в туннеле в направлении, проти-
воположном направлению движения воздуха, почему такие сушила по-
лучили название противоточных туннелей.

В камерных сушилах сырец находится в неподвижном состоянии в
течение всего процесса сушки, занимая определенный участок камеры.
В туннельном сушиле сырец находится на вагонетках и за время цикла
сушки постепенно перемещается с одного конца туннеля к другому.
При каждом передвижении поезда на длину вагонетки одна вагонетка
высушенного сырца покидает туннель со стороны подачи воздуха и од-
на вагонетка со свежим сырцом поступает в туннель со стороны отвода
отработанного воздуха.

Горячий сухой воздух, поступая в туннель, встречает вагонетку с
почти уже высушенным сырцом, который может быть безболезненно
подвергнут воздействию такого воздуха без опасения появления тре-
щин или деформации. На дальнейшем пути движения воздуха темпе-
ратура его постепенно понижается при соответствующем повышении
влажности, скорость же воздуха остается почти постоянной. Следова-
тельно, способность воздуха поглощать влагу падает по мере удаления
от одного конца туннеля к другому, причем в том же направлении по-
степенно увеличивается влажность сырца от вагонетки с высушенным
изделием к вагонетке со вновь загруженным. В конце туннеля (у
вытяжки) отработанный воздух с максимальным коэффициентом отно-
сительной влажности и минимальной температурой омывает вагонетку
с сырцом, только что поступившим в туннель. Таким образом, если
проследить одну и ту же вагонетку за весь период ее прохождения че-
рез туннель, то легко заметить, что сначала в среде почти насыщенного
воздуха сырец прогревается без удаления влаги, затем влагоотдача по-
степенно увеличивается, по мере повышения температуры омывающего
изделия воздуха. Указанное «саморегулирование» режима сушки яв-
ляется особенностью противоточного туннельного сушила по сравнению

Рис. 81. Туннельное сушило с позонными вен-
тиляторами

с камерным сушилом.

Однако простые противо-
точные туннели обладают в
определенной степени тем же
недостатком, что и камерное
сушило с горизонтальным дви
жением воздуха —- неравно-
мерностью сушки по высоте.
Поэтому конструкторская
мысль и в данном случае ра-
ботала в направлении замены
горизонтального движения
агента сушки вертикальным.
Такая задача решалась раз-
личными способами. Одним из
них явилось применение рас-
пределительной подачи и от-
бора воздуха: подача воздуха производится из нижнего подподового
канала .по всей или части длины туннеля, а отбор — в верхний или
нижний канал, почти на протяжении '/*—V» длины туннеля. Однако та-
кая схема движения воздуха, как показала практика, не уменьшает
неравномерности сушки по высоте туннеля. В то же время в описанном
сушиле не используется основное преимущество туннельных сушил —
последовательное омывание постепенно охлаждающимся воздухом ва-
гонеток с сырцом с постепенно повышающейся влажностью.

Нужда в рациональном типе туннельного сушила с вертикальной
циркуляцией воздуха со временем стала ощущаться тем более остро,
что в некоторых отраслях керамической промышленности, как, напри-
мер, в производстве труб и санитарного фаянса, все шире и шире стали
пользоваться подвесным монорельсовым транспортом. В связи с этим
стали появляться многочисленные конструкции сушил, в которых верти-
кальная циркуляция агента сушки осуществляется позонны.ми венти-
ляторами. Одна из конструкций такого типа сушила показана на
рис. 81.

Принцип действия этого сушила заключается в следующем. Спа-
ренные туннели сообщаются между собой целым рядом окон, располо-
женных в нижней и верхней частях промежуточной стены и обслужива
ются общими крыльчатыми вентиляторами / большого диаметра. Эти
вентиляторы создают вертикальную циркуляцию воздуха. Свежий
агент сушки из центрального канала 2 поступает в промежуточный ка-
пал 3 и входит в спаренные туннели через нижние окна 4. Поднимаясь
вверх под действием циркуляционных вентиляторов, воздух через
верхние окна 5 возвращается в промежуточный канал. Часть отрабо-
танного воздуха поступает в отводящий канал 6 и отсасывается
главным концевым вентилятором. Путем переключения моторов 7 по-
зонных вентиляторов направление воздуха в туннелйх периодически
меняется снизу вверх или наоборот.
Наряду с противоточными туннельными сушилами в керамической
промышленности некоторых зарубежных стран нашли применение и
сушила прямоточные фирм Меллер и Пфейфср. ТАГ и др. Принцип
прямого тока. т. е. движения сырца и воздуха в одном и том же направ-
лении, в применении к сушке керамических изделий требует постепен-
ного нагрева воздуха внутри самого сушила по мере продвижения его
по длине последнего. С этой целью в прямоточных сушилах обычно пре-
дусматривают позонный подогрев агента сушки.

Рис. 82. Прямоточное туннельное сушило систем1.1 «Меллер
и Пфейфср»

В сушиле системы «Меллер и Пфейфер», показанном в поперечном
разрезе на рис. 82, имеются три зоны подогрева, отличающиеся харак-
тером теплоносителя. В первой зоне (счптая со стороны загрузки),
занимающей почти половину длины туннеля, между отдельными путями
в виде вертикальной стенки устанавливают так называемые регенера-
тивные калориферы1 из гладких или ребристых труб. Калориферы пер-
вой зоны обогреваются отработанным горячим воздухом с высоким
влагосодержанием. поступающим сюда из третьей зоны туннеля. В
этих калориферах попользуется скрытая теплота парообразования и
часть физического тепла, затраченного на нагрев воздуха, поэтому они
называются регенеративными калориферами. Во второй зоне, несколько
более короткой, чем первая, установлены змеевики (калориферы), обо-
греваемые острым или мятым паром. Эти калориферы, в отличие от
регенеративных, называются паровыми. Наконец, еще более короткая
третья зона снабжена огневыми калориферами, т. е. ребристыми тру-
бами. омываемыми изнутри дымовыми газами из специальной топки.

Воздух поступает в туннель из помещения сушильного цеха со сто-
роны загрузки вагонеток с изделиями и, омывая последовательно кало-
риферы всех трех зон, постепенно нагревается.

Однако при горизонтальном движении воздуха параллельно
поверхности нагрева калориферов нельзя было бы достичь большой
равномерности сушки в поперечном сечении туннеля. .Поэтому преду-
сматривается возможность создания поперечной циркуляции путем ус-
тановки целого ряда крыльчатых вентиляторов. Каждый вентилятор
обслуживает примерно 5 .я длины туннеля. Засасывая воздух из тун-
неля. эти вентиляторы перепускают его через подподовые каналы к про-
тивоположной боковой стене туннеля, откуда воздух попадает в зону

* Такое название не вполне соответствует установившемуся в теплотехнической ли-
тературе понятию регенеративных устройств, под которыми, в отличие от рекупера-
тивных устройств, понимают обычно устройства, работающие с периодически чередую-
щимися тепловыми циклами (нагрев—охлаждение).
действия следующего вентилятора, проходит в поперечном направлении
через калорифер, вновь засасывается следующим вентилятором и т. д.
Пройдя все три отопительные зоны, воздух достигает выгрузочного
конца туннеля с максимальным теплосодержанием. Здесь через окна в
потолке горячий воздух по надсводовому каналу поступает в коллекто-
ры регенеративного калорифера первой зоны, через который просасы-
вается концевым вентилятором. Таким образом, горизонтальное движе-
ние воздуха по длине туннеля обусловливается действием концевого
вентилятора, поперечная же циркуляция — действием позонных венти-
ляторов.

Ввиду сложности оборудования и высокой стоимости прямоточные
сушила с нагревом воздуха внутри их в настоящее время в керамиче-
ской промышленности не строятся.

Сушила непрерывного действия во многих случаях вытесняют
камерные сушила, как менее экономичные. Однако в современной про-
мышленности удельный вес камерных сушил еще достаточно велик и
при малом объеме производства оци продолжают конкурировать с тун-
нельными сушилами.

Противоточные сушила

Повсеместное распространение получили противоточные туннель-
ные сушила различных конструкций. Среди них не утерял своего про-
мышленного значения и простой противоточный туннель. Равномерность
сушки в этих сушилах достигается правильным выбором габаритных
размеров и соответствующим тепловым режимом. Большое распростра-
нение получили противоточные туннельные сушила с позонным регули-
рованием режима сушки циркуляционными вентиляторами, а также
различного типа конвейерные сушила, обеспечивающие механизирован-
ную поточность производства.

На рис. 83 показан противоточный туннель, получивший широкое
распространение в промышленности строительной керамики. Туннель
имеет обычно следующие размеры: длина от 30 до 36 м, высота от 1.4
до 1,7 м и ширина от 1,15 до 1,3 м. В нем размещаются 15—18 двух-
метровых или 30—36 однометровых вагонеток с изделиями. Горячий
воздух поступает сосредоточенно из центрального канала 1 при откры-
том положении шибера 2 и сосредоточенно же отводится с противопо-
ложного конца, при открытом положении шибера 3 в канал 4, ведущий
к отсасывающему вентилятору. В данном случае осуществлена наиболее
целесообразная схема питания агентом сушки — нижний подвод и ниж-
ний отвод его. В некоторых случаях в зависимости от местных условий
(уровня грунтовых вод и других) туннели строятся и с верхним или
смешанным подводом и отводом воздуха.

Отработанный воздух чаще всего полностью выбрасывается в ат
мосферу, однако за последние годы все чаще в таких туннелях приме-
няют рециркуляцию (частичный возврат) его в рабочее пространство
туннеля, как это показано на рис. 84. Рециркуляционный канал распо-
ложен на перекрытии туннелей и соединен с каждым из них клапаном.

Простой противоточный туннель может служить надежным сушиль-
ным агрегатом при правильно подобранных размерах его и соответст-
вующих значениях начальной температуры и скорости агента сушки.

Анализ результатов многочисленных испытаний приводит к выво-
ду, что целесообразно конструировать туннельные сушила, работающие
ио принципу противотока с горизонтальным движением воздуха, с габа-
|ен и и
т. д.

№ого
кна в
<екто-
Ьсы-
кмже-
ЕВОГО
инти-

мные

миче-

Г1ЯЮТ
про-

НК и
с тун-

инель-
о про-
чность
нггных
©стра-
<егули-
также
©ован-

нрокое
Динель
от 1,4

I двух-
орячий
откры-
гивопо-
иущий
шболее
и ниж-
гсловий
м или

я в ат-
приме-
ранство
I распо-
1паном.
(ушиль-
Чтветст-
сушки.

к выво-
таюшие
с габа-

Рис. 84. Туннельное сушило с рециркуляцией (Швеция,
рктами поперечного сечения туннеля, обеспечивающими скорость воз-
духа, отнесенную к полному сечению, не менее 1—1,5 м/сек, не опасаясь
при этом понизить начальную температуру подогрева до 60—70е. Низ-
кие температуры предотвращают конденсацию влаги в пределах тун-
неля, длину которого целесообразно брать не более 30—32 м, и одно-
временно увеличивают скорость воздуха в туннеле вследствие увеличе-
ния расхода воздуха.

Изложенные выводы подтверждаются опытом эксплуатации
простых противоточных туннелей как в СССР, так и в зарубежных стра-
нах. Длина туннелей для сушки керамических изделий чаще всего
колеблется в пределах 25—30 м, высота — от 1,3 до 2 м и ширина — от
0,6 до 1,3 л па каждый путь. Скорость воздуха, отнесенная к незапол-
ненному сечению туннеля, достигает 1 —1,2 я! сек, в зависимости от
поперечного сечения туннеля и срока сушки.

Целесообразным мероприятием в простых противоточных туннелях
является рециркуляция отработанного воздуха. Влияние этого меро-
приятия на режим сушки и расход тепла подробно рассматривается в
дальнейшем (глава VII). Здесь следует лишь отметить, что рециркуля-
ция отработанного воздуха, повышая количество воздуха, протекающе-
го по туннелю, увеличивает скорость его, со всеми вытекающими из это-
го положительными результатами. При определенном пределе рецирку-
ляции конденсация в туннеле не только не возрастает, но даже уменьша-
ется. Поэтому принцип рециркуляции за последнее десятилетие все
больше и больше используют в сушилах керамической промышленности
как у нас, так и за рубежом.

На рис. 84 показан продольный разрез туннельного сушила с рецир-
куляцией агента сушки шведской конструкции. Каждый туннель снаб-
жен двумя осевыми вентиляторами: рециркуляционным 1 и отсасываю-
щим 2. Кроме того, блок туннелей обслуживается двумя центробежными
вентиляторами: одни из них подает нагретый воздух из зоны охлажде-
ния печи и из огневого калорифера в распределительный канал 3, а
другой — нагнетает в специальный капал 4 холодный воздух. Часть
отработанного воздуха отсасывающим вентилятором выбрасывается в
атмосферу, остальная часть по каналу 5 забирается циркуляционным
вентилятором. Рециркуляционный воздух в камере 6 смешивается со
свежим.нагретым воздухом, поступающим в эту же камеру при откры-
том положении жалюзийного клапана 7 на распределительном канале.

Смесь рециркулирующего и свежего нагретого воздуха подается в
туннель сосредоточенно на третьей позиции вагонеток, считая с выгру-
зочного конца. У самой выгрузочной двери из канала 4 сосредоточенно
подается холодный воздух для охлаждения высушенных изделий, кото-
рый затем, несколько нагревшись, сливается с общим потоком, протека-
ющим по туннелю. Отработанный воздух отбирается на второй позиции
вагонеток, считая от загрузочного конца. Регулирование параметров
воздушной смеси, поступающей в туннель из камеры 6, автоматизиро-
вано: открытие жалюзийного клапана управляется регулятором 8,
получающим импульс от дистанционного термометра.

Казалось бы, что другой путь значительного повышения скорости
движения воздуха, кроме рециркуляции, заключается в увеличении
степени заполнения поперечного сечения туннеля сушимыми изделиями.
Таким образом, различные варианты противоточных туннелей следует
расценивать прежде всего с точки зрения возможности повышения в
них скоростей воздуха, имея в виду, что скорость воздуха оказывает
решающее влияние па равномерность сушки в туннеле. Однако, как
показала практика, при более плотной садке скорость воздуха сущесг-
венно снижается и неравномерность
сушки возрастает.

На рис. 85 показан другой вари-
ант противоточного туннеля сис-
темы Укргипростройматерналов
(Киев). В этой конструкция горячив
воздух подается в туннель как по
центральному каналу 1, так и по
двум промежуточным каналам 2 и 3.
При общей длине туннеля 36 м
распределенная подача воздуха про-
изводится на протяжении 15,5 .«
Отработанный воздух отводится со-
средоточенно по внутреннему каналу
4, вход 5 в который расположен на
расстоянии 8,5 м от загрузочного
конца туннеля. Это расстояние ис-
пользовано для расположения паро-
вого калорифера 6, предназначен-
ного для подогрева вагонеток с изде-
лиями на первых позициях. Отрабо-
танный воздух из всех туннелей
поступает в сборный канал 7, при-
соединенный к отсасывающему вен-
тилятору, Часть этого воздуха выб-
расывается в атмосферу через трубу
8, а остальная часть по боковым ре-
циркуляционным каналам (не пока-
занным па рисунке) возвращается в
туннель в смеси с горячим воздухом по
промежуточным каналам 2 и 3.

Представляется целесообразным
и в данном случае весь горячий
воздух подавать сосредоточенно у
выгоузочиого конца туннеля с тем.
чтобы повысить скорость воздуха по
всей длине сушила. Что касается
рециркулятора, то его подача может
быть сохранена через каналы 2
и 3. отключенные от центрального
капала /. Такая измененная схема
работы сушила может быть приме-
нена без какой-либо реконструкции,
поскольку все каналы снабжены ре-
гулирующими кл а па па ми.

Паровой калорифер по мощности
своей незначителен для того, чтобы
ощутима нагреть сырец, запружаемый
в сушило.

В тех случаях, когда сушило ра-
ботает на чистом воздухе и завод
располагает неиспользуемыми топоч-
ными газами достаточно высокой
температуры, в противоточных тунне-
лях применяют обогрев этими газа-

Рис. 85. Туннельное сушило Укргип рострой матер налов
ми через металлические поверхности пода или нижней части боковых
стен.

Развивая такой принцип обогрева противоточных туннелей, одна
американская фирма построила сушило, показанное на рис. 86. Каж-
дый туннель отапливается индивидуальной газовой, нефтяной или уголь-
ной топкой 1, расположенной ниже уровня земли в подвальном поме-
щении. Топочные газы обогревают под туннеля, выложенный ниже
рельсовых путей на первом участке 2 из огнеупора, на втором 3 — из

Рис. 86. Туннельное сушило с подогревом пода (США)
а— обищй вад сушила: б — разрез по камере

металлических труб и на третьем •/ — из кирпича, уложенного плашмя.
Отходящие газы по сборному каналу 5 отводятся либо в трубу б, либо
к вентилятору. Необходимое для сушки количество атмосферного воз-
духа засасывается через щель 7, расположенную над топкой, омывает
свод топочной камеры и поступает в туннель из приямка 8, расположен-
ного у выгрузочного конца. В противоположном конце отработанный
воздух попадает в дымовую трубу или отсасывается вентилятором.

Сушило описанного типа фирма предлагает как радиационное.
Каких-либо данных о его работе не имеется.

ЗоНАЛЬНЫГ. СУШИЛА

Сушило с переменно-вертикальным потоком воздуха. Недостатком
обычных туннельных сушил с горизонтальным движением агента сушки,
снабженных подвесным транспортом, является наличие значительного
свободного пространства между перекрытием туннелей и сушимыми
изделиями. На рис. 87 показано сушило системы Гипростройматерпалов
(Москва), где при наличии монорельсовых путей сделана попытка орга-
низовать вертикальное движение газов. Эта задача конструктивно
решена таким образом, что направление
движения газов по длине туннеля много-
кратно реверсируется: они движутся то'
снизу вверх, то сверху вниз по отношению
к изделиям, расположенным на подвес-
ных монорельсовых тележках. Сушила
такого типа эксплуатируются для сушки
различных керамических изделий, в том
числе и керамических труб. Длина тун-
неля 30 м, размеры поперечного сечения
при одном монорельсовом пути: высота
1.9 ,ч. ширина 1.3 л<. Размеры подвесных
вагонеток: длина 1,6 л», ширина 1,1 лг,
полезная высота 1,1 м. В тепловом отно-
шении туннель разбивается на три зоны.
В каждой зоне агент сушки имеет раз-
личные параметры. По направлению дви-
жения изделий в первой зоне средняя

температура в рабочем пространстве рав-
на 35—40е, в третьей зоне (у выгрузочно-
го конца) температура достигает 90—100°.

Рис. 87. Туннельное сушило си-
стемы Гипростройма'тсрналов

а — продольный разрез; б — схема
подвода и отвода теплоносителя

Каждая зона снабжена самостоятельной вентиляционной установ-
кой, создающей рециркуляцию агента сушки в данной зоне. У загру-
зочного конца туннеля отработанные газы отсасываются отдельным
вентилятором. При наличии такого отсоса часть газов из третьей зоны

поступает во вторую, из второй зоны — в первую. В связи с этим к

каждому по.зопному вентилятору подводится соответствующее количе-
ство свежего агента сушки.

Над блоком туннелей (в поперечном направлении) проложены
по два центральных капала для каждой зоны. В один из этих каналов
позоннын вентилятор нагнетает газы (-+-), а второй канал приключен
к его всасывающему патрубку (—).

Над перекрытием каждого туннеля (в направлении его оси) имеются
два малых канала, из которых в один 1 поступают газы из центрального
нагнетательного канала данной зоны при открытом положении клапана
3, а из другого 2 отработанные газы поступают в центральный отсасы-
вающий канал этой же зоны при открытом положении клапана 4.
Надпотолочные каналы I и 2 по своей длине делятся па четыре участка
поперечными стенками 5.

Пол каждого туннеля перекрыт плитами 6, снабженными круглыми
отверстиями. Подподовое пространство разбито на отсеки поперечными
стенками 7. Количество отсеков соответствует количеству подвесных
вагонеток, размещающихся в рабочем пространстве туннеля. Через
плоские стояки 8 и окна 9, расположенные в боковых стенах каждого
туннеля, первый со стороны загрузки подподовый отсек соединяется
с каналом отработанных газов, второй и все последующие четные отсеки
соединяются с надсводовым подающим каналом 1, а третий и все после-
дующие нечетные отсеки — с иадсводовым отсасывающим каналом 2.

Позонньтй вентилятор подает газы в центральный канал данной
зоны. Через открытый клапан 3 газы поступают в распределительный
канал 1 и через все боковые окна 9 этой зоны по стоякам 8 опускаются
в четные подподовые отсеки. Отсюда, через отверстия плит 6. перекры-
вающих эти отсеки, струи газов попадают в туннель, поднимаются
вверх и омывают изделия снизу. Охлаждаясь и увлажняясь, газы ста-
новятся тяжелее и, устремляясь вниз, частично горизонтальным пото-
ком направляются в следующую зону, а остальной массой отсасываются
через отверстия плит, перекры-
вающих нечетные подподовые
отсеки. При этом изделия омы
ваются сверху вниз. Из всех
нечетных отсеков данной зоны
газы через окна 9 и вертикаль
ныс стояки 8 попадают в сбор
ный канал 2 и при открытом
положении клапана 4 поступа-
ют в центральный отсасываю
щий канал рассматриваемой
зоны. Через этот канал газы
направляются к позонпому
вентилятору, но в меньшем ко-
личестве, чем они поступили в
данную зону, поскольку часть
этих газов, как отмечалось
выше, в рабочем пространстве
туннеля была увлечена гори-
зонтальным потоком в после-

дующую зону. Соответствующее этой потере количество рециркулирую-
щих газов пополняется у позонного вентилятора свежим агентом сушки,
смесь снова подастся позонпым вентилятором в нагнетательный капал и
описанная схема движения газов через сушило повторяется вновь.

Эта схема нами была представлена упрощенно. На самом деле в
рабочем пространстве туннелей восходящие струи создают эжекцию,
увлекая с собой нисходящие; вертикальные потоки пересекаются гори-
зонтальными, возникающими под действием концевого отсоса отрабо-
танных газов, и т. д. В этом сложном вихревом движении газов все же
выявляется определенная тенденция к чередованию восходящих и
нисходящих потоков в туннелях над отдельными подподовыми отсека-
ми. Поскольку количество отсеков и их длина соответствуют количеству
и размерам подвесных вагонеток с изделиями, при каждом перемеще-
нии их внутри туннеля на следующую позицию меняется направление
движения вертикальных газовых потоков по отношению к изделиям.
Это обстоятельство, наряду с усиленной позонной рециркуляцией, соз-
дает благоприятные условия для равномерной сушки по высоте рабо-
чего пространства туннеля.

Сушила описанного тина построены на щскипском заводе «Кисло-
тоулор» и на Кудииовском керамическом комбинате.

Эжекционные туннельные сушила. На рис. 88 показан поперечный
разрез туннельного сушила системы Кэррьер (США), в котором при-
менен 'Принцип эжекции для создания многократной циркуляции воз-
духа, аналогично камерным сушилам той же системы. Каждая зона име-
ет самостоятельный подвод воздуха и самостоятельные вентиляторный
и калориферные установки. Холодный воздух поступает через боковое
окно /, нагревается паровым калорифером 2 и нагнетается вентилято-
ром 3 в распределительный короб 4 с двумя рядами конических наса-
док 5. Отработанный воздух удаляется через нижний канал 6. Для ре-
циркуляции отработанного воздуха предусматриваются специальные ок-
на 7. сечения которых регулируются с помощью жалюзи.

На рис. 89 показано эжекциопное сушило ГИКИ (Ленинград),
эксплуатируемое на многих заводах строительного фаянса.

Рис. 89. Эжекциопное туннельное сушило системы ГИКИ

Сушило представляет собой монорельсовые туннели с количеством
путей от двух до четырех. Чегырехпутный туннель, показанный на ри-
сунке (Кировский завод стройфаянса), имеет длину 35,6 м, ширину
5 м, высоту 3 м. На каждом пути размещается по 13 вагонеток, которые
перемещаются механическими толкателями, установленными по одпому
на 'каждые два пути.

В тепловом отношении сушило работает по .принципу противотока, с
позонной рециркуляцией. Туннель имеет три рециркуляционные, зоны.
В каждую зону нагретый воздух подастся по стояку самостоятельным
вентилятором и распределяется горизонтальным коробом, расположен-
ным вдоль туннеля по средней линии между подвесными вагонетками.
Распределительный короб снабжен по всей своей длине коническими на-
садками (дюзами), из которых нагретый воздух вылетает с большой
скоростью. Вследствие этого струя свежего воздуха эжектирует отрабо-
танный воздух вокруг себя и вызывает внутреннюю циркуляцию смеси.
Воздух отсасывают позонио через сборный короб с отверстиями, рас-
положенный над распределительным коробом. В каждой зоне осущест-

] I К. Л. Нохратяи	_ 1^] ___
вляют замкнутую рециркуляцию с промежуточным подогревом в кало-
рифере, без выброса отработанного воздуха в атмосферу. Воздух, отра-
ботанный в первой зоне, используют во второй, из второй зоны воздух
поступает в третью, после чего удаляется из сушила отсасывающим вен-
тилятором. В каждой зоне предусматривается для регулирования пара
метров агента сушки подвод наружного воздуха или воздуха из зоны
охлаждения обжигательной печи по специальному трубопроводу. Пред-
полагаемая схема движения агента сушки в рабочем пространстве су-
шила под действием эжекции и рециркуляции аналогична той, которая
нами была описана в разделе сушил периодического действия

Ряс. 90. Туннельное сушило с зональной циркуляцией агента сушки

Применение распределительных и направляющих лопаток и в дан
ном случае может значительно повысить равномерность влагоотдачи су-
шимых изделий.

Плохая работа этих сушил на заводах объясняется небрежным вы-
полнением конструкции и неквалифицированной ее эксплуатацией.

На многих действующих установках отсутствуют распределяющие
устройства, не осуществляется принцип эжекции нз-за запущенного со-
стояния позонных рециркуляционных систем. Поскольку сушило лишено
его основного принципа — циркуляции агента сушки в поперечном се-
чении, оно работает почти как простой противоточный туннель, с огром-
ной неравномерностью сушки как по высоте, так и по ширине туннеля
вследствие образующихся больших паразитных пространств. Наличие
больших свободных пространств вокруг подвесных вагонеток при отсут-
ствии правильно организованной поперечной циркуляции агента сушки
является главным недостатком описанного сушила.

Сушила с циркуляционными вентиляторами. На рис. 90 показано
туннельное сушило с зональной циркуляцией агента сушки, запроекти-
рованное Южгипроцементом и эксплуатируемое па Артемовском заводе
для сушки керамических труб. Длина туннеля 39 м. При трех монорель
ссивых путях в каждом туннеле ширина рабочего пространства равна
3 м и высота 1,7 л. На каждом пути размещается 29 подвесных ваго-
неток разме.рами 1,35 л в длину, 0,8 м в ширину и 1.5 ,м в высоту. На
каждую вагонетку в зависимости от диаметра труб укладывается от
280 до 370 кг изделий, считая по обожженному весу.

Сушило условно делится на шесть зон, по числу циркуляционных
осевых вентиляторов 1, установленных .по длине каждого туннеля. Рабо-
чее пространство сверху и снизу перекрыто плитами, между которыми
оставлены щели. Внутри туннеля с одной из боковых сторон имеется
ложная стенка 2, за которой образуется пространство для циркуляции
газов. Это межстенное пространство поперечными перегородками 3, по-
казанными в продольном разрезе сушила пунктирными линиями, делится
по количеству зон на шесть отсеков. Подподовое пространство каждой
зоны через окно 4 соединяется с соответствующим отсеком за ложной
стенкой, в верхней части которой (в надсводовом пространстве) уста-
новлен циркуляционный вентилятор.

Сушило — противоточное. Горячие газы подводятся по каналам 5,
расположенным параллельно оси туннелей и поступают в каждый тун-
нель по трем боковым разветвлениям 6. при открытом положении кла-
панов 7. Подача горячих газов производится в последние три зоны, рас-
положенные в выгрузочном конце туннелей. Под действием циркуля-
ционных вентиляторов этих зон газы поднимаются вверх по отсекам за
ложной стенкой, нагнетаются в подсводовое пространство и поступают
в рабочее пространство туннелей через щели перекрытия. Часть этих
газов в вертикальном направлении омывает изделия, через щели пода
попадает в подподовое пространство и, смешиваясь со свежими газами,
вовлекается в рециркуляцию. Остальная часть смеси газов в рабочем
пространстве туннеля, перемещаясь по его длине, поступает в следую-
щую зону, ввиду наличия тяги со стороны загрузочного конца туннелей,
где отработанные газы отсасываются вентилятором через подземный
канал 8.

Взаимное расположение циркуляционных вентиляторов /, попереч-
ных перегородок 3 за ложной стенкой, перегородок 9 в надсводовом
пространстве и окон 4 в подподовом пространстве таково, что вентиля-
торы, засасывая газы в начале зоны (как показано в продольном раз-
резе пунктирной стрелкой), основную массу их направляют на после-
дующие участки этой же зоны, по направлению к загрузочному концу
туннеля. В этом конце, где расположена последняя, шестая тепловая
зона, под глухим подом размещены паровые калориферы 10. В каждом
туннеле имеется три калорифера (состоящих из двух линий), смонти-
рованных из ребристых труб диаметром 70 (175) <ил, длиной 2 ле. Отра-
ботанные газы отсасываются из туннелей до калориферов, через распо-
ложенные под ними каналы // при открытом положении клапанов 12.
Таким образом, в шестой зоне происходит почти замкнутая циркуля-
ция газов с промежуточным подогревом в калориферах. Эта зона
предназначается для подогрева во влажной среде изделий, загружае-
мых в сушило.

Аналогичного типа чехословацкое сушило для керамических труб
в ином конструктивном оформлении показано на рис. 91. Здесь трубы
устанавливают на решетчатые вагонетки, снабженные с одной сторо-
ны сплошными щитами /, перекрывающими поперечное сечение тунне-
ля от головки рельс до верхнего края труб. Каждая зона имеет крыль-
чатый вентилятор 2 и паровой калорифер 3 для промежуточного подо-
грева агента сушки. Подвагонеточпые пространства соединены окнами
4 и стояками в кладке туннеля с камерами позади вентиляторов Воз-
дух подается на выгрузочном конце в подвагонеточное пространство и,
встречая на пути движения щит, поднимается вверх, омывая трубы как
снаружи, так и изнутри. Часть воздуха вступает в поперечную цирку-
ляцию, проходит при этом через зональный калорифер и подогревается.
Остальная часть перемещается в соседнюю зону по пространству вад
трубами и щитами. Здесь снова происходит поперечная циркуляция с
одновременным перемещением в следующую зону и т. д.
Рис. 91. Туннельное сушило с зональной циркуляцией агента сушки (ЧССР)

Рис. 92. Туннельные сушила системы Проктор (США)

а — шестиигтиый туннель с вертикальным движением воздуха; б — трехпутный туннель с верти-
кяльным движением ноздуха; в — трехпутный туннель с поперечно горизонтальным движением
воздуха; г —общий вид трехпутного туннеля с вертикальным движением воздуха
(

г

I
(

I

(
(

I

г

(

В этом сушиле частично использовала известная идея русского изо-
бретателя Артемкина — применение щитов для создания вертикаль-
ного движения воздуха в туннельном сушиле.

В. американских сушилах системы Проктор каждая зона имеет
самостоятельные отопительную и вентиляционную системы. В зависи-
мости от конфигурации и способа садки сырца применяют различные
типы туннелей, отличающиеся друг от друга взаимным расположением
вагонеток, вентиляторов и паровых калориферов (рис. 92). По длине

Рис. 93. Прямоточно-
противоточное тун-
нельное сушило
а — продольный разрез;
в — попереч пый	разрез

туннели обычно разделяют на четыре зоны: в первой устанавливают
последовательно четыре вагонетки на каждом пути, а в остальных — по
две вагонетки. Каждый ряд вагонеток обслуживается одним крыльча-
тым вентилятором большого диаметра. При поперечно-горизонтальном
направлении циркуляции воздуха вентиляторы устанавливают в шах-
матном порядке по отношению к вагонеткам. Для равномерности суш-
ки по высоте в одних вариантах и по ширине туннелей в других вариан-
тах предусматривается реверсивное вращение вентиляторов. Воздух
из одной зоны поступает в другую, подвергаясь все время промежуточ-
ному нагреву и удаляется из последней зоны.

Сушила системы Проктор получили большое распространение в ке-
рамической промышленности США и отличаются значительной равно-
мерностью сушки.

На рис. 93 показано прямоточно-противоточное туннельное сушило
для керамических труб. Каждый из двух туннелей имеет в длину
38,64 .н. Ширина рабочего пространства 3 л», высота 1,94 м. Туннели
оборудованы монорельсовыми путями, по которым перемешаются под-
весные траверсы с трубами. Расположение монорельсовых путей н кон-
струкция траверс дают возможность пропускать через сушило трубы
различных размеров. Гак, например, в левом туннеле, имеющем девять
монорельсовых путей, четыре загружены трубами диаметром 400 лш,
а в правом туннеле пять путей загружены трубами диаметром
250—300 .н.ч. При сушке труб диаметром’ 150—200 мм в туннелях за-
гружается семь путей. На одних и тех же траверсах длиной 1380 .«.и
размещаются две трубы диаметром 300, 350 и 400 лл, три трубы диа-
метром 200 и 250 мм или четыре трубы диаметром 150 мм. По длине
туннелей размещают 28 траверс. Проталкивание траверс по каждому
монорельсовому пути производят отдельно крановым толкателем.

Предполагается, что оправку труб производят до поступления их в
сушило, после кратковременной подвялки на путях у пресса. Сушку
труб по прямоточной схеме производят с момента их подачи в туннели
и почти до окончания усадки; дальше трубы сушат по противоточной
схеме.

Совмещение в одном туннеле прямоточной и противоточной схем
происходит следующим образом. Траверсы с трубами перемещаются с
левого конца туннелей к правому. Агент сушки поступает в туннели с
обоих концов и, отработанным, удаляется через трубы, расположенные
посередине длины туннелей. Для сохранения режима замедленной вла-
гоотдачи в период усадки, приближающегося к режиму обычной под-
вялки в цехе, в прямоточную часть туннелей поступает воздух из цеха
и к нему постепенно по пути движения изделий добавляют нагретый
воздух. К концу прямоточной зоны параметры воздуха достигают тех
же значений, что в начале противоточной зоны, а затем изделия под-
вергают воздействию воздуха с быстро повышающимся потенциалом
сушки.

По длине туннели делятся на 11 тепловых зон, в 10 из них осущест-
вляется внутренняя циркуляция агелта сушки осевыми вентиляторами.
Рабочее пространство этих зон имеет решетчатое перекрытие и решет-
чатый под; агент сушки поступает сверху и отводится снизу, омывая
вертикально расположенные трубы как снаружи, так и изнутри. Позон-
ную циркуляцию воздуха производят осевыми вентиляторами, нагне-
тающими его в падсводовые каналы и отсасывающие через боковые
простенки, соединенные с подподовыми каналами. К каждому вентиля-
тору может быть подведен горячий воздух из распределительного кана-
ла 1 при открытом положении шибера 2. Одновременно через окно 3,
снабженное задвижкой, можно подать из цеха холодный воздух. Таким
образом, в каждой циркуляционной зоне можно регулировать режим
сушки смешением перед осевым вентилятором трех компонентов: горя-
чего, отработанного и холодного воздуха.

В 11-ю зону, расположенную у выходного конца туннеля, подают
только горячий воздух из распределительного канала 4 при поднятом
положении шибера 5. Горячий воздух в эту последнюю вону поступает
через решетчатый под, досушивает раструбы и горизонтальным пото-
ком поступает в примыкающую к ней циркуляционную зону.

Как уже отмечалось, отработанный агент сушки в середине длины
туннелей отсасывают осевыми вентиляторами большой мощности и вы-
брасывают в атмосферу.

В описанной конструкции прямоточно-противоточного туннельного
сушила, разработанного НИИСтройкерамикой, созданы условия для
равномерной сушки керамических труб как по периметру, так и по
длине их. Усиленная вертикальная циркуляция воздуха снижает темпе-
ратурный перепад по высоте рабочего пространства туннеля.

В) Конвейерные сушила

Конвейерные сушила являются агрегатами непрерывного действия
в прямом смысле этого термина. Во всех описанных выше туннельных
сушилах вагонетки с изделиями перемещаются периодически, а в про-
межутках между двумя проталкиваниями находятся в неподвижном
состоянии; в этот период времени в тепловом отношении туннельное
сушило работает как сушило периодического действия. Непрерывное
.продвижение вагонеток ни в одной конструкции туннельных сушил не
применяется.

В отличие от туннельных сушил в конвейерных сушилах изделия,
начиная от момента загрузки и до момента выгрузки, перемешаются
непрерывно, с определенной и постоянной скоростью. Поэтому сам
принцип действия этих сушил создает некоторые предпосылки для ус-
корения сушки по сравнению с другими типами сушил, работающими
в керамическом производстве.

Рис. 94. Конвейерное сушило с вертикальным направлением движения цепей

В конструктивном отношении конвейерные сушила выполняют в ви-
де двух параллельно перемещающихся бесконечных цепей, к которым
подвешивают люльки, несущие па себе сушимые изделия. По схеме дви-
жения несущих целей применяют три типа сушил: с горизонтальным,
вертикальным и зигзагообразным направлением движения цепей.

На рис..94 показано конвейерное сушило с вертикальным движени-
ем цепей, а на рис. 95 — с горизонтальным. Во всех конструкциях кон-
вейерных сушил, люльки с изделиями перемещаются в узких секциях в
потоке воздуха, равномерно омывающего все изделия. Обычно внутри
сушила устанавливают паровой калорифер, из которого нагретый воз-
дух попадает в стояки, расположенные снаружи и этими стояками рас-
пределяется по секциям. В других случаях калориферы расположены в
нескольких секциях для промежуточного подогре.ва воздуха. При пали- .
чин горячего воздуха от печей калорифер может отсутствовать. При го-
резонталыто расположенных цепях отработанный воздух из всех сек-
ций обычно поступает в нижнюю часть сушила, здесь омывает первую
ветвь цепи со свежесформованными изделиями, затем отсасывается из
сушила.

Сушка облицовочных плиток в конвейерных сушилах длится
5—6 час. Часовая производительность одного агрегата составляет
2500—3000 шт. плиток. Установленная мощность моторов около 16 кет.
По данным зарубежных фирм такая установка с паровым калорифером
расходует в 1 час 300 кг пара давлением 3 ати. Одпако на практике
конвейерные сушила расходуют значительно больше тепла (до 3000 ккал
на 1 кг испаренной влаги), так как неплотности ограждающих поверх-
ностей и открытые окна для загрузки и выгрузки изделий обусловлива-
ют выбивание и подсосы значительного количества воздуха. Температу-
ра воздуха, подаваемого в сушило, обычно составляет 75—85е-
Рис. 95. Конвейерное сушило с горизонтальным направлением движения целей
Конвейерные сушила нашли применение главным образом в тех
случаях, когда изделия могут быть высушены в короткие сроки. При
длительных сроках сушки суммарная длина цепей сильно возрастает
и сушило становится неконструктивным.

Большим преимуществом конвейерных сушил является то, что они
дают возможность механизировать внутризаводский транспорт от про-
цесса формовки до процесса обжига непрерывным люлечным конвей-
ером, значительно облегчая труд человека и сокращая количество об-
служивающего персонала.

Конвейерные сушила, получившие применение главным образом
в фарфорово-фаянсовой промышленности, в настоящее время представ-
ляют собой общий с формо-
вочными автоматами агрегат
и объединяют в общую линию
многие промежуточные опера-
ции, если даже они произво-
дятся на разных этажах, как
это показано на рис. 96. При
необходимости ступенчатой
сушки сушильная установка
разбивается на участки и про-
межуточные технологические
операции производятся без
транспортирования изделий.
Это преимущество конвейер
ных сушил с успехом исполь
зуется и при производстве,
крупногабаритных изделий са-

нитарного фаянса и керамических труб.

В разработанной ЦКБ Госстроя УССР конвейерной линии для про-
изводства керамических труб диаметром 150—300 мм сушило является
частью этой поточной линии.

Трубы формуются на вертикальном вакуум-прессе, с которого сни-
маются кольцевым конвейером, и поворотным краном подаются на оп-
равочный станок, после чего автоматический перегружатель переносит
их на линию конвейера и навешивает па свободный крюк «кошки».

Запас изделий перед сушкой держится на промежуточном кон-
вейере.

Сушильный конвейер имеет следующую техническую характе-
ристику:

Скорость движения...........’............... 1,1 м сек

Полная длина конвейера в сушиле............. 2100 м

Шаг расположения кошек . ’.................. 640 мм

Мощность электродвигателя привода........... 7 кет

Количество приводных станции................ 6 шт.

Габариты сушила ...............................65x25x3	а*

Движение конвейерной цепи в сушиле происходит зигзагообразно.
В тепловом отношении сушило аналогично уже описанному ранее.
Сутттило делится на пять тепловых зон. Первая по ходу конвейера
зона является подвялочной. Агент сушки здесь имеет высокую степень
насыщения, кроме того, предусмотрена подача пара. В подвялочной зо-
не трубы прогревают при температуре теплоносителя 35—40° и его от-
носительной влажности до 80%. Пятая зона предназначена для охлаж-
дения труб перед их выходом из сушила. Горячий воздух подают в чет-
вертую зону и отработанный воздух одной зоны последовательно пере-
ходит в смежную зону после промежуточного подогрева. Каждая из
четырех зон снабжена рециркуляционным вентилятором. Нагнетающие
и отсасывающие вентиляторы установлены с обоих концов сушила с
тем, чтобы сократить пути движения свежего агента сушки и отрабо-
танного воздуха и, тем самым, получить более равномерное распределе-
ние и отбор воздуха.

Трубы сушат от начальной влажности 17,5% до остаточной 3%.
Расход тепла по проектным данным равен 1625 ккал на 1 кг испарен-
ной влаги.

Остывшие трубы по конвейеру поступают в обдувочную камеру, а
затем на установку для глазурования. После этого изделия снимают с
сушильного конвейера на напольный конвейер и велосипедным краном
погружают на печные вагонетки. Освободившиеся подвески проходят
через механизированную мойку и возвращаются по обратной ветви кон-
вейера в прессовое отделение.

На литейно-подвялочном конвейере для унитазов производят сле-
дующие технологические операции: очистка, сушка и сборка форм,
заливка их шликером, набор черепка, слив излишнего шликера, закреп-
ление черепка, разборка форм, предварительная оправка сырого изде-
лия, установка его на поддон и предварительная сушка (подвялка).
После подвялки изделия подвергают вторичной оправке и подают на
досушку в сушило того или иного типа.

Литейный агрегат представляет собой двухъярусный конвейер с гид-
равлическими толкателями и подъемниками, производящими перемеще-
ние кареток по конвейеру и передачу их с яруса на ярус. Габариты
конвейера: длина 44,5 м, ширина 6,3 л, высота 4,9 .и. Параллельно с ли-
тейным конвейером расположена камера подвялки с приводным роль-
гангом; длина камеры равна 19 м.

Литейный агрегат состоит из камер сушки и поюгрева форм, на-
бора и закрепления черепка.

В верхнем ярусе литейного агрегата расположены камеры сушки
и подогрева форм и часть камеры набора черепка; в нижнем ярусе —
вторая часть камеры набора черепка и камеры закрепления черепка.
В верхней части камеры сушки и подогрева форм на транспортере дви-
жутся вкладыши, а в нижней — на каретках конвейера — боковины
форм. На всех участках линейного агрегата движение воздуха и мате-
риала противоточное. Каждая камера снабжена самостоятельной вен-
тиляционной схемой.

Формы с закрепленным черепком, вышедшие из литейного агрега-
та располагаются на каретке, где они разбираются и возвращаются в
верхний ярус литейного агрегата для сушки, а изделия передаются на
рольганг подвялочной камеры. По выходе из последней изделия прини-
мают на специальные столы для оправки, после оправки кантователем
переворачивают на 180° и транспортируют в сушила.

Длительность отдельных стадий технологического процесса: набор
черепка — 2 ч. 20 м.. закрепление черепка — 5 ч. 12 м., сушка и нагрев
гипсовых форм — 4 ч. 34 м., подвялка изделий — 2 ч. 16 м, Литейио под-
пилочные конвейеры оборудуются приборами автоматического регули-
рования.

За последние годы в зарубежной керамической промышленности
появились непрерывно действующие конвейерные сушила, которые по
принципу своей работы могут быть названы сушилами с направлен-
ным потоком теплоносителя. Такого рода сушила изготовляет немецкая
фирма Бенно-Шилде (Веппо-8с)п1(1е, МазсЫпепЬац Л. С., ФРГ). На
рис. 97 и 98 показаны две различные конструкции сушил этого типа.

Плоские изделия (плитки и др.) укладывают на роликовый транс-
портер /, верхняя ветвь которого проходит между двумя рядами обду-
вающих коробов 2. Каждый короб обслуживается отдельным центро-
бежным вентилятором 3 и приключен к его нагнетающему патрубку.
Внутри коробов расположены паровые калориферы 4, состоящие из двух
рядов труб.

Рис. 97. Конвейерное сушило с направленным потоком
теплоносителя для плоских изделий (поперечный раз-
рез)

Рис. 98 Конвейерное сушило с направленным потоком теплоносителя для
полых изделий

Воздух из вентиляторов нагнетается в короба, расположенные свер-
ху и снизу ветви роликового транспортера, несущего на себе изделия,
проходит через калориферы и перегородкой 5 делится на два равных
потока. Выходя через отверстия перфорированных поверхностей коро-
бов, обращенных к роликовому транспортеру, агент сушки одновремен-
но омывает изделия с обеих сторон. Часть отработанного воздуха уда-
ляется по трубопроводам 6, остальная часть засасывается вентилято-
рами и снова возвращается в обдувающие короба.

В тепловом отношении сушильный туннель делится на зоны, имею-
щие самостоятельную вентиляционную систему. Свежий теплоноситель
вводят в первую зону, со стороны выгрузки изделий. Часть воздуха од-
ной зоны поступает в последующую зону против направления движе-
ния конвейера с изделиями. Отработанный воздух удаляют из последней
зоны у загрузочного конца сушила.

Интенсивное омывание изделий с обеих сторон одновременно
струями воздуха, направленными непосредственно на эти изделия, обус-
ловливает равномерную влагоотдачу. Направление воздушных струй
перпендикулярно поверхностям сушимых изделий значительно повыша-
ет коэффициент влагоотдачи.

12*	_ /7/ _
Рис. 99. Конвективно-радиационное конвейерное сушило

Рис 100. Схема работы конвективно-радиационного конвейерного сушила
В сушиле для сушки полых изделий для транспортирования изде-
лий туннель также оборудован горизонтальным конвейером 1, на кото-
рый изделия укладывают открытой полостью кверху. В тех случаях, ког-
да изделия имеют сквозные крупные пустоты, их можно укладывать в
два и больше рядов таким образом, чтобы эти пустоты совпадали друг
с другом в вертикальном направлении. В верхней части туннеля по
всей его длине расположен прямоугольный распределительный канал 2
агента сушки. Этот канал огибается особым конвейером, несущим на
себе два ряда дюз, с матерчатыми мешочками 3.

При синхронизированном движении этого конвейера и конвейера,
несущего на себе изделия, у входного конца мешочки западают в по-
лость изделий и покидают их у выходного конца туннеля. Таким обра-
зом на протяжении всего пути прохождения изделий в сушильном про-
странстве с ними вместе перемещаются дюзы с мешочками, подающими
воздух во внутреннюю их полость. Питание перемещающихся дюз воз-
духом из распределительного капала производят при помощи особой
запатентованной системы. Часть воздуха поступает в рабочее прост-
ранство, помимо дюз, и омывает изделия снаружи.

Туннель делится на три зоны с самостоятельными вентиляционны-
ми установками. Зональный центробежный вентилятор 4 засасывает от-
работанный воздух из отводящего канала 5, расположенного в прост-
ранстве между двумя ветвями конвейера для изделий и вместе со све-
жим агентом сушки нагнетает смесь через калорифер 6 в распредели-
тельный капал. Часть отработанного воздуха при открытом положении
поворотной заслонки 7 выбрасывается в атмосферу. В каждой зоне
можно самостоятельно регулировать параметры агента сушки. В опи-
санном сушиле можно добиться равномерной влагоотдачи как с внут-
ренних, так и с внешних поверхностей полых изделий, что представляет
значительные трудности в сушилах обычных конструкций.

На рис. 99 и 100 показан проект, разработанный институтом Гипро-
строй материалы, конвейерного сушила с направленными потоками воз-
духа, предназначенного для сушки керамических плиток.

Конвейер представляет собой две бесконечные цепи, к которым
шарнирно прикреплены сетчатые площадки для изделий. По ширине
конвейера могут быть уложены четыре облицовочные плитки размера-
ми 150X150 мм. Нагретый воздух подают распределенно по всей дли-
не сушила с обеих сторон верхней ветви конвейера через расширяю-
щиеся патрубки. Таким образом, воздушные потоки направленно омы-
вают сушимые изделия как сверху, так и снизу одновременно. Горячим
воздухом омывается и нижняя (холостая) ветвь конвейера с тем, чтобы
сырые плитки с пресса укладывались не па холодные а на подогретые
площадки. Отсос отработанного воздуха производят двумя вентилято-
рами у загрузочного конца и на расстоянии одной трети длины сушила
от этого же конца. Конвективная сушка воздухом здесь сочетается с
радиационной. С этой целью на длине 10 м от копна загрузки установ-
лены трубчатые электронагреватели типа ТЭН мощностью 600 в каж-
дый. Электронагреватели, снабженные отражателями, установлены как
сверху, так и снизу верхней ветки конвейера в непосредственной бли-
зости от сушимых изделий.

На основании опытных работ НИИСтронкера.микн в описанном
супшле предполагается сушить облицовочные плитки размерами 150Х
X 150X4 мм в течение 15 мин., плитки для полов размерами 100Х100Х
Х8 ч,ч в течение 30 мин. и коврово-узорчатые плитки размерами 150х
X 150Х 12 ял в течение 50 мин.
I ЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ

Конструкции печей

1. Установки для обжига глины

В производстве строительной керамики в качестве сырьевого ком-
понента во многих случаях применяют обожженную глину (или као-
лин). Основное назначение этого компонента — отощение массы
с целью снижения усадки. В одних случаях глину нагревают до сравни-
тельно низких температур (400—600°) с целью дегидратации, т. е. ча-
стичной потери химически связанной влаги, сопровождающейся сниже-
нием пластичности глины. В других случаях глина обжигается при вы-
соких температурах, равных температуре обжига самих изделий, фор-
муемых из массы, компонентом которой является обожженная и затем
размолотая глипа, называемая шамотом.

Следует отметить, что часто дегидратированную глину называют
низкожжснпым шамотом в отличие от высокожженного, собственно
шамота, подчеркивая этим одинаковое технологическое назначение их.
Однако в связи с различием в температурах нагрева глины для дегид-
ратации и полного обжига установки для осуществления этих процес-
сов могут быть различными: установки для дегидратации могут быть
не приспособленными для полного обжига. Тем не менее описание всех
устройств как для дегидратации, так и для обжига объединены в об-
щую главу, так как в большинстве случаев оба эти процесса могут
производиться в одних и тех же тепловых агрегатах.

а)	Вращающаяся печь

На рис. 101 показана схема установки вращающейся печи для деги-
дратации глины. Печь I имеет длину 20 диаметр 2,2 Барабан-
ный холодильник к печи 2 имеет размеры: диаметр 1,5 ж, длина 8 ,и.
В отличие от сушильных барабанов вращающиеся печи для дегидрата-
ции и обжига гл1ин работают по схеме противотока. Противоточная схе
ма в данном случае предопределяется характером температурной кри-
вой иагре-ва глины. На рис 102 показана взаимосвязь между нагревом
глины и охлаждением омывающих ее газов при прямотоке и противо-
токе.

В первом случае, поскольку горячие газы при входе в барабан
встречают сырую глину, их температура резко падает за счет испарения
влаги и в последующем происходит медленный и ограниченный нагрев
глины, поскольку она омывается газами с пониженной температурой
Конечная температура глины при выходе из барабана не превышает
100° и очень близка к температуре отходящих газов, т. е. в этом случае
печь работает как сушило. При противотоке горячие газы встречают
уже высушенную и нагретую глину. Температура последней резко воз-
растает и достигает уровня, необходимого для дегидратации (400—
600°). Охлаждение газов происходит значительно медленнее, чем при
прямотоке, поэтому газы сохраняют достаточное количество тепла для
испарения влаги глины в зоне, прилегающей к загрузочному концу ба-
рабана.

При противотоке температура глины, покидающей барабан, будет
тем выше, чем выше количество и начальная температура газов. По-

лечи для обжига глины
этому по противоточной тепловой схеме в одном и том же барабане
можно достичь не только обезвоживания глины (дегидратации), но и по-
лучить полностью обожженную глину (шамот) или вспученный мате-
риал (керамзит). Само собой разумеется, что барабан должен быть

Рис 102. Температурные кривые
при противотоке и прямотоке

футерован в соответствии с предпо-
лагаемым тепловым режимом на-
грева глины.

Возвращаясь к установке, пока-
занной на рис. 101, отметим, что в
связи с противоточной схемой рабо-
ты печей топка 3 конструктивно
совмещена с камерой выгрузки ’ 4,
а течка 5 для подачи глины распо-
ложена в камере 6 для отвода
дымовых газов и предварительной
очистки их от уноса. Предваритель-
но дробленую глину подают к течке,
питающей печь, по поперечному на-
клонному транспортеру 7. Дегидра-
тированная или обожженная глина из

печи попадает в холодильник, установ-
ленный под печью и топкой Из холодильника при помощи пере-
сыпного устройства 8 охлажденная глина поступает на пластинчатый

Рис 103. Нормализованные печи
в — вращающиеся. Изготовляемые заведом «Прогресо. б —барабанные холодильники

- 176 —


Таблица 25

Размеры противоточных барабанных печей а холодильников

Барабаны противоточные

Б а мм	С= 4000		1.— «со		1 = осоо		4 = 10 000		1. = 12 000	
				**	I.	1 '	М			
КОО 1200 1400 1000 1800 201X1 2200	Ь50	1110	1291  1250  1250  1250	1510 1540  1570 1600	16М 1650 1650 1650 1000 1650	1<Ч0 1970 2000 2030  2060	2060 Ш 2С6П 2050 2П5О	2370  2400  2430  2460  2490	2500  2500	2680  2940

Продолжение табл. 25

й в мм	С— 14 000		1вооо		О,	о.	I.	н	Н.	«а	Л
		4	*	*							
1000 1200 иоо 1600 1ЧЮ 2000  2200	2900	3340	3350	3790	150  190 240 270  310 350  390	408 508 60В 706 808 908  1010	610 700  775 810  900 925  1000	22 «1 2535 2890 3235 3595 3920 4310	В зависимости от числа оборотов и тиамстра Сара- Сава от 1100 до  1935 .«.и	910 1042 1208 1358 1545 1578  1885	290 345  400 455  510 565 520

Продолжение табл. 25

Барабанные холодильники

1» и мл	1* «- 6000				5—10 000					Ь= 12 000		
		1. | Ц		1*		г.	и		Ц,	I..	<•	и
1000 1200  1600 1ЫХ)	1660	725 | 2640	17»	1830	2070	930	3820	2170	2240	2490  2490	1140  1145	4‘»*1  1С5

Продолжение табл. 25

И □ мм	/. 12 000		1.— 14 000					1 = 16000				
	1*	1м			1;	I,	ц	Г,		1.		и
ИЛО	2590	2660										
1200	2640	2715	2500	1350	5835	3050	3125	3330	1565	5975	34Я0	9555
1600			2900	13»	5380	31»	3235	зззо	1И0	5520	. м	2665
1800												

Продол жение табл. 25

О в лм	4 = 18 000					20СЮ0					Н	я»	и 1	на	Г-.
			6		7м	1,	<•								
1000  12Ш  1600  1ЯОО	3720  3720	1745  1765	7740  7510	3970  1020	4С®  4П0	4140	1975	«730	4440	4530	В зависимости от числа оборотов и аивметрв барабана от 1100 ао 1936 мм	910  1042  1363	1»0  2175  2«5	1670  1915  2455  2740	670  700  810  900
транспортер 9, питающий элеватор 10, или какой-либо 'иной траиспор-
гирующий механизм.

Топочные газы, пройдя через пламенный порог, смешиваются
с воздухом из холодильника .и поступают в печь. Покидая ее, газы
поступают в осадительную камеру и для окончательной очистки про-
сасываются через группу циклонов 11 с уплотняющим бункером 12.
За циклонами установлен центробежный вентилятор. При обжиге ша-
мота во вращающейся лечи выносная топка отсутствует. Топливо сжи-
гают непосредственно и печном пространстве.

Нормализованные противоточные барабанные печи и холодильники
к ним, изготовляемые заводом «Прогресс» (рис. 103), имеют следую-
щие размеры (табл. 25).

Отличительной особенностью холодильников этого завода является
наличие водяных ванн, в которых вращается холодильный барабан, что
усиливает эффект охлаждения. Посередине барабана расположена одна
длинная ванна /, а по концам —две короткие 2.

Для обжига шамота применяются вращающиеся печи длиной 60 м
и выше.

б)	Шахтная печь

На рис. 104 показана шахтная печь высотой 14,6 лс овального сече-
ния. Печь выложена из кирпича и заключена в металлический кожух
толщиной 6 мм. По высоте лечь условно делится на три зоны: подогре-
ва. обжита и охлаждения (холодильник).

Для облегчения продвижения обжигаемого материала шахта слегка
расширяется от загрузочного конца к зоне обжига. Зона обжига и хо-
лодильник имеют значительно большее поперечное сечение, чем зона
подогрева.

Печь отапливают газом. Горелки I установлены по широким
сторонам печи, по 6 шт. с каждой стороны. Для того чтобы факел го-
рения глубоко пронизывал обжигаемый материал, шахте печи придано
овальное сечение с расстоянием между противоположными окнами для
горелок 2,25 м. Небольшая часть воздуха для горения подается к го-
релкам, а основная масса — поступает в зону обжига из холодильника.
Здесь установлен дутьевой керн 2, под который нагнетают воздух для
охлаждения обожженного материала. Воздух, нагреваясь, поднимается
вверх и в зоне обжига расходуется на горение. Дымовые газы из зоны
обжига восходящим потоком нагревают материал и покидают печную
шахту через боковые окна присоединенные к дымососу посредством
коллектора. Таким образом, обжигаемый материал и печные газы
перемещаются по схеме противотока. Загрузку материала производят
через бункер с затвором 4, выгрузку — выгрузочными механизмами
юго или иного типа. В описываемой печи установлены механизмы в
виде кареток 5, сбрасывающие обожженный материал в выгрузочные
бункера 6', под которыми могут быть установлены пластинчатые транс-
портеры. Печная шахта снабжена гляделками и отверстиями для изме-
рительных приборов.

Обслуживание печи производят с площадок, расположенных на
нескольких уровнях.

Глику загружают в печь в виде брикетов. В настоящее время глину
формуют в виде шариков диаметром 40—50 лги на вальцовых прессах,
обычно устанавливаемых над печью.
(-ЯЦ-УЛ-1.Ч-^<У?ТЛ,-'Г.|.Г

Рис. 104. Шахтная печь для обжига

глины

В огнеупорной промышленно-
сти сохранились шахтные печи сис-
темы Г. О. Гросса, в которых часть
нагретого воздуха из зоны охлаж-
дения по каналам внутри печной
кладки подают в верхнюю часть зо-
ны шодгоговки, по аналогии с жаро-
вым процессом в кольцевых печах.
Такая схема хотя и усложняет печь,
но дает возможность предотвратить
конденсацию влаги дымовых газов
на холодных поверхностях свежсза-
груженпых глиняных брикетов и.
как следствие, избежать их увлажне-
ния, размягчения и слипания.

При обжиге шамота на темпе-
ратуру 1300’ шахтная печь расхо-
дует 12—17% условного топлива от
веса обожженной продукции.

в)	Каскадная печь

В США для дегидратации глины устанавливают каскадную печь
«Паснефик> (рис. 105).

Диаметр печи 4,2 ж, высота около 10 .« при 12 каскадных пло-
щадках 1. Площадки снабжены вращающимися лопастями для пере-
лопачивания глины и ее продвижения. Для пересыпания глины с пло-
щадки на площадку предусмотрены окна 2, расположенные по внешнему
кругу на нечетных и по внутреннему кругу на четных площадках. До-
пасти насажены на вертикальный вращающийся вал .1 и для охлаждения
омываются изнутри воздухом. Лопасти снабжены зубьями, расположен-
ными под углом, вследствие чего глина перемещается от наружного
края одной площадки к центру другой, от центра этой площадки к на-
ружному краю следующей нт д.

Сырую дробленую глину подают на самую верхнюю площадку,
дегидратированную глину отбирают по течке 4 с нижней площадки и
подают в ковшовый элеватор. В этом месте опа орошается водой для
охлаждения и уменьшения пыления. Топочные газы поступают снизу пе-
чи н перемещаются противотоком вверх. На четырех-пяти нижних пло-

Рис. 105. Каскадная печь
«Пасиефик» (США)

максимальная температура нагрева.

По литературным данным, в зависимо-
сти от числа оборотов вертикального вала
с насаженными на него лопастями (от 0,4
до 3,0 об/мин) глина пребывает в печи от
30 до 60 мин. При этом производительность
печи составляет 3—6 т в час. Расход тепла
в печи составляет 35—45 кг условного топ-
лива на 1 г дегидратированной глины. На
печь и вспомогательное оборудование тре-
буется установленная мощность электро-
двигателя около 40 кет.

г)	СпЕКАТЕЛЬНАЯ РЕШЕТКА

В металлургической промышленности
для спекания мелкой руды и пылеватых ма-
териалов применяют так называемые агло-
мерационные машины типа спекательных
решеток непрерывного действия. Такие ма
шины могут быть использованы и для
дегидратации глин.

На рис. 106, а схематически показан

принцип действия ленточной спекательной
машины с прямолинейным движением. Ос
новнон частью машины является решетчатый пластинчатый транспортер
1 той или иной конструкции. Обычно транспортер состоит из отдельных
кареток, плотно примыкающих друг к другу торцами. По бокам каретки
снабжены бортами, определяющими высоту засыпки обрабатываемого
материала. Специальные устройства уплотняют бока решетки для умень-
шения подсосов. Над решеткой, близ того участка, где подается матери-
ал, находится зажигательная камера 2, в которой установлены форсунки
для сжигания топлива. Материал предварительно смешивают с мелким

Рис. 106. Схемы спекательных решеток
а — прямолинейная; б — круглая
топливом, которое загорается при прохождении решетки под зажига-
тельной камерой. Снизу решетки, под ее верхней ветвью, расположены
каморы разрежения 3. Эксгаустер 4, создавая разрежение в этих каме-
рах, просасывает воздух через слой материала, вследствие чего топли-
во, находящееся в смеси с материалом, продолжает горсть и после
того, когда решетка вышла за пределы зажигательной камеры. В кон-
це решетки, при повороте последней, уже термически обработанный
материал падает с нее в выгрузочный лоток 5. Если решетка состоит
из свободных кареток, то на повороте каретка с материалом падает с
некоторой высоты, ударяется о предыдущую каретку и этот удар спо-
собствует полному удалению материала с решетки. Опрокинутые ка-
ретки проходят под действием собственного веса некоторое расстояние
по нижним наклонным направляющим машины, где их захватывает
зубчатое колесо, поднимает наверх и подводит под загрузочную ворон-
ку для засыпки свежего материала.

Газы, отсасываемые из камер разрежения, проходят для очистки
через циклоны и выбрасываются эксгаустером в атмосферу.

11а рис. 106,6 показана круглая спекательная решетка, работаю-
щая по такому же тепловому режиму, но конструктивно отличная от
предыдущей. Эта машина имеет кольцевой желоб, покрытый колосни-
ковой решеткой /, па которой слоем лежит загружаемый материал
По окружности желоб делится на отсеки, соединенные радиальными
трубами 2 с центральной кольцевой камерой разрежения. Камера раз-
режения вращается вокруг неподвижной центральной отсасывающей
трубы, являющейся одновременно и осью вращения всей машины. Све-
жезагруженный материал проходит под камерой зажигания 3, где
начинается горение топлива, смешанного с материалом, затем послой-
ное горение продолжается на протяжении всего участка просасывавня
воздуха, после чего термически обработанный материал плугом 4 сни-
мается с решетки и сбрасывается в выгрузочный лоток.

Английская фирма Аглит успешно применяет ленточную спскатсль
ную решетку для обжига глины на керамзитовый гравий.

Д) Дегидратация во взвешенном состоянии

В 'предыдущей главе были описаны установки для совмещения
сушки и помола глины в одном агрегате.

Представляется вполне вероятным и экономически целесообразным
с этими двумя процессами совместить также процесс дегидратации
глинистого порошка. Проект такой установки показан на рис. 107.

В этой установке процесс дегидратации органически увязывается
с сушкой и помолом глины в шахтной мельнице. Наряду с шахтной
мельницей /, циклонами 2 и мокрым скруббером 3 устанавливают де-
гидратационную колонку 4. Глиняный порошок из уплотняющих бун-
керов 5 частично направляют в колонку при помощи шнекового пита-
теля. Горючие газы из топки 6 с температурой 1000’ поступают в колон-
ку онмзу и восходящим потокам подхватывают глиняный порошок.

Колонка представляет собой вертикальную трубу высотой 8—10 м
При скорости газов, превышающей на 1 м)сек скорость падения глиня-
ных частиц, последние пребывают в колонке в течение 6—8 сек. и, на-
греваясь до 500°, частично или полностью дегидратируются. По наибо-
лее простой схеме газы с дегидратированной глиной следовало бы под-
вергнуть непосредственной очистке. Однако очистка газов с высокой
температурой представляет большие технические трудности. Если же
горячие газы предварительно охлаждать, то будут значительные тепло-
вые потери в ущерб тепловому балансу установки в целом.

Описываемая схема предусматривает рециркуляцию дегидратиро-
ванного глиняного порошка в общем материальном потоке. Горячие
газы с температурой 500° вместе с

дегидратированным глиняным по-
рошком из колонки поступают в
шахтную мельницу. Здесь сухой по-
рошок обсыпает, обволакивает кус-
ки сырой глины, подаваемой в шах-
ту мельницы, что предотвращает
налипание их на металлические по-

Рис. 107. Установка для совмещения сушки, помола и дегидратации глины (проект)

верхности и облегчает перемалывание. Таким образом, из шахтной мель-
ницы газовым потоком выносится смесь высушенного и дегидратирован-
ного порошков глины. Эта смесь осаждается в циклонах, накапливается
в бункерах, из которых частично поступает в дегидратационную колон-
ку, а частично направляется на производство в виде готовой сырьевой
шихты. Окончательную очистку газов производят в мокром скруббере;
шлам из скруббера также подают па производство, где используют для
доувлажнения шихты перед прессованием. Вся установка обслужива-
ется вентилятором 7 высокого давления, включенным между циклона-
ми и скруббером.

Расчеты показывают, что тепловой, газовый и материальный балан-
сы установки по сушке, помолу и дегидратации хорошо сходятся, когда
количество рециркулирующей дегидратированной глины почти равно
количеству высушенной глины, поступающей в колонку. На рис. 107
показаны весовые количества материала в различных пунктах уставов
кн. При таком соотношении и часовой производительности около 9 т го-
товой шихты в мельницу поступает 11 т сырой мерзлой глины с абсо-
лютной карьерной влажностью около 25%. Глина здесь оттаивает,
сушится до остаточной влажности 12—13%, перемалывается и смеши-
вается с рециркулирующим дегидратированным порошком в количестве
Ь,75 т.
Из шахтной мелышцы готовая шихта выходит в количестве
18,75 т: в первой парс циклонов оседает 15,8 т смеси, во второй — 2,36 т,
в скруббере улавливается 0,561 т и безвозвратно уносится в атмосферу
290 кг шихты в час.

Из бункеров под циклопами 8,3 т шихты направляют на производ-
ство, а 9,86 т попадают в колонку. При дегидратации глина полностью
теряет физическую влагу и около 5% химически связанной влаги.
Вследствие этого вес глиняной массы в колонке снижается до 8,75 т.
Это количество смеси возвращается в шахтную мельницу.

В дсгидратационную колонку из топки поступает ежечасно
11,65 тыс. нм* газов, содержащих 3730- 103 ккал тепла. Это и есть об-
щий расход тепла на оттаивание, сушку и дегидратацию глины без уче-
та потерь в топке. С учетом этих потерь (если топка работает па нефти
или газе) расход условного топлива составит 65— 70 кг на каждую тон-
ну готовой шихты, содержащей 50% дегидратированной глины и 50%
глины, высушенной до остаточной влажности 12%'*.

е) Печь с кипящим слоем

За последнее десятилетие в различных отраслях техники получил
применение метод сушки и обжига материалов в кипящем слое. Этим
методом обжигают известняк, различные концентраты, пирит н др.,
сушат зернистые и кусковые материалы.

Название «кипящий слой» часто заменяют другими названиями —
вихревой слой, псевдожидкий слой, флюидизированный слой, — под-
черкивающими определенное сходство состояния материала с жидко-
стью.

При описании метода сушки во взвешенном состоянии отмечалось,
что при определенной скорости газовой среды частица твердого мате-
риала приобретает состояние безразличного равновесия в момент, ког-
да давление протекающего в вертикальном направлении восходящего
газового потока преодолевает вес этой частицы.

Когда газ пронизывает слой сыпучего материала снизу вверх с не-
большой скоростью, то мы говорим о фильтрации газа через неподвиж-
ный слой, причем объем этого слоя не испытывает каких либо измене-
ний. С увеличением скорости сверх определенного предела начинается
расширение слоя, высота его увеличивается и частицы приобретают
некоторую подвижность. При некотором увеличении скорости газов
частицы интенсивно перемешиваются и слой материала приобретает
вид кипящей вязкой жидкости. Наконец с дальнейшим увеличением
скорости частицы отрываются от слоя и переходят во взвешенное со
стояние.

Минимальная скорость псевдоожижения, когда возникает кипение
слоя, пропорциональна квадрату диаметра частицы и зависит от
свойств материала п пронизывающего его газа. Неподвижный слой ма-
териала переходит в состояние кипения при скоростях газа в 50—80 раз
меньших, чем скорость витания частицы.

В кипящем слое происходит значительное перемешивание как
твердых частиц, так и газовых струй, причем интенсивность перемеши-
вания увеличивается пропорционально скорости газа. В таком состоя

• Осуществление процесса дегидратации глины в прямоточной установке является
маловероятным. Описанная схема дегидратации глины во взвешенном состоянии не
была осуществлена и осталась на стадии проектного предложения. Редакторы.
равен 14 ккал/м2 час

нии перемешивание протекающего газа происходит несравненно боль-
ше. чем в неподвижном фильтрующем слое, в связи с чем резко
возрастает теплопередача.

По экспериментальным данным при одной и той же скорости газа,
отнесенной к свободному сечению трубы, коэффициент теплоотдачи
рад в свободном от зерен потоке,
44 ккал/м2час град в потоке, проходящем че-
рез неподвижный слой материала, к 180
ккал/м2час град в кипящем слое.

Размеры зерен материалов, подвергаю-
щихся сушке и обжигу в кипящем слое, ко-
леблются от сотых долей миллиметра до 50
и больше. Влажность материала может быть
очень высокой: от состояния пульпы до сырых
комьев. Влага в кипящем слое почти мпиовен
но испаряется. Топливо сжигается непосредст-
венно внутри кипящего слоя, что обеспечивает
высокую степень использования тепла.

В качестве иллюстрации на рис. 108 пока-
зан схематический разрез промышленной ус-
тановки многокамерной печи для обжига из-
вестняка в кипящем слое (США).

Диаметр печи 4 л, высота 13,5 ж, произво-
дительность 100—125 т в сутки при температу-
ре обжига около 1000°.

В печь подают известняк, измельченный
до кусков размером от 0,2 до 4 мм. Камеры
отделены друг от друга опнеупорными свода-
ми с отверстиями для газов и переточными
трубами из жаростойкой нержавеющей ста-
ли для материала.

Материал подается питателем в верхнюю
первую подготовительную камеру, куда газы
поступают с температурой 5003, затем перехо-
дит во вторую (температура газов 750°) и в
третью подготовительные камеры (темпера-
тура газов 850°). Предпоследняя камера яв-
ляется обжиговой, а последняя — охладитель-
ной. В обжиговой камере жидкое топливо подают в массу материала че-
рез восемь форсунок, расположенных по периферии.

Воздух для охлаждения обожженной продукции подается через
патрубок и используется в подогретом виде в камере горения. В каме-
ре охлаждения предусмотрена горелка для начального разогрева.
Обожженный продукт выходит через патрубок внизу печи, а отработан-
ные газы отсасывают через патрубок в своде верхней камеры. Под
печью предусматривается дополнительный охладитель.

Подобная установка может быть применена для дегидратации и
обжига глиняного порошка после предварительной сушки и помола ко-
мовой глины. В этом отношении многокамерную печь с кипящим слоем
успешно можно сочетать с установкой шахтной мельницы для совме-
щения помола с сушкой, описанной в третьей главе. Не исключена воз-
можность, что и мелко дробленая сырая глина (кусками 30—40 м«)
может быть обезвожена и обожжена в кипящем слое без комьеобразо-
вания.

Рис. 108. Многокамерная
печь для обжига в ки-
пящем слое

/ — шпатель: 1 — сопло; 3 —
патрубок позлуха; 4 — 4х>р
суяка для разогрева; 5 —
патрубок для выпуска го-
товой продукции; 6 — па-
трубок дли отсоса газов
Метод кипящего слоя заслуживает внимания керамиков как один
из наиболее современных экономичных методов получения термически
отработанной глины.

2.	ПЕЧИ ДЛЯ ОБЖИГА ИЗДЕЛИЙ

а)	Развитие печей для обжига керамических
изделий

До второй половины прошлого столетия все керамические изделия,
в том числе и изделия строительной керамики, обжигались в печах пе-
риодического действия^ обжиг кирпича производился в примитивных
напольных печах, черепицы, труб, плиток и других изделий — в горнах.

.Появление первых кольцевых печей в 1858—1860 гг. было значи-
тельным техническим событием, так как они имели неоспоримые пре-
имущества перед существовавшими в то время периодическими печами
различных систем; эти преимущества вытекали из основного принципа
работы новой, непрерывно действующей печи. В тепловом балансе да-
же рационально сконструированных одиночных горнов полезно исполь-
зуемое тепло занимало совершенно незначительное место. Этот орга
ничсскнй недостаток печей периодического действия является резуль-
татом того, что отходящие газы, покидают печь в конце процесса обжига
с высокой температурой. Не используется также горячий воздух, охлаж-
дающий обожженные изделия. Как показывает тепловой баланс перио-
дической печи, во многих случаях потери с дымовыми газами достига-
ют 50%, а потерн с охлаждающим воздухом — 25% от общего расхода
тепла на обжиг}

Создание многоэтажных горнов наряду с блокированием одиноч-
ных горнов было значительным шагом в направлении лучшего исполь-
зования тепла в печах периодического действия. Блокировка горнов
приводила постепенно к сложным схемам блок-камерных печей с боль
шим количеством перепускных каналов и шиберов, однако эти сложные
схемы логически подготавливали осуществимые идеи непрерывно дей-
ствующей кольцевой печи. Кольцевые печи первоначально имели дей-
ствительно кольцевую форму обжигательного капала, замыкавшегося
в круг, в центре которого располагалась дымовая труба. С течением
времени менялась конфигурация печи, конструкция отдельных деталей
се, но тепловая схема работы оставалась неизменной.

За последние два десятилетия в промышленности строительной
керамики СССР кольцевые печи строились главным образом по типо-
вым проектам института Росстро.мпроект. В этих проектах отражен
длительный опыт эксплуатации у нас кольцевых печей и ряд усовершен-
ствовании как строительного, так и теплотехнического порядка. На
рис. 109 приведен поперечный и продольный разрезы и план кольцевой
печи Росстромпроекта типовой конструкции.

Печи имеют обжигательный канал с полуциркульным сводом для
большей строительной прочности при огневой деформации, описываемым
из двух центров. Свод снабжен большим количеством трубочек / для
засыпки топлива. Канал футеруют огнеупорным или тугоплавким кир-
пичом; для большей долговечности свода в нем укладывают огнеупор-
ные фасонные камни для топливных трубочек.

Дымовой 2 и жаровой 3 каналы расположены по центру печи. Каж-
дая печная камера снабжена одним очелком 4 для отбора газов, с
тарельчатым конусом 5, имеющим песочное уплотнение. Управление ко-
нусом производят при помощи штанг 6, пропущенных через жаровой ка-
нал. Камеры на заворотах снабжены обратными конусами 7. Дымовой
канал соединяется с трубой или дымососом через короткий поперечный
канал 8, расположенный под печью, как

это показано на продольном разрезе.
Все печи имеют рассыпной строй 9 для
отбора воздуха в зоне охлаждения и по-
дачи через жаровой канал в зону подо-
грева. Каждая печная камера имеет по
два канальчика рассыпного строя, сое-
диненных с двумя рядами топливных
трубочек. Каждый канальчнк рассыпного
строя на прямых участках печи и пара
капальчиков на поворотах снабжены у
входа в жаровой капал тарельчатым ко-
нусом 10. Для загрузки и выгрузки печь
снабжена ходками 11. По количеству
ходков условно определяется количество
камер в псч1г)

Каждый раз после загрузки камеры
сырцом ходок закладывают двойной кир-
пичной стенкой, которую разбирают для
выгрузки обожженных изделий.

Внешние наклонные стены печей вы- .
кладывают из красного кирпича на из-
вестковом растворе, внутренняя кладка —
также из кирпича, но на глиняном ра-
створе. Новые печи не имеют внутренней
засыпки, обычно приводящей к расстрой-
ству кладки при периодически повторя-
ющихся тепловых деформациях: приме-
нявшаяся раньше засыпка всюду замене-
на глинобетоном. Верх печи и под обжи-
гательного капала выстланы кирпичом
на глинобетоппом основании.

За последние годы в связи с резким
увеличением производительности кольце-
вых печей при скоростных методах обжи-
га система газовых путей подвергается
частичной реконструкции с целью сниже-
ния их аэродинамического сопротивле-
ния. В каждой камере устраивают вто-
рой дымовой очелок и второй дымовой
конус, сами дымовые очелки расширяют.

равно как и канал, ведущий из дымового
борова к вентилятору и др. Однако в основном конструкция печи остает-

ся неизменной.

На рис. 110 приведена графическая схема перемещения температур-
ной кривой при работе кольцевой печи. Садка изделий показана нспод
вижной. С перемещением зоны огня (засыпки топлива) по длине печного
канала перемещается и температурная кривая всего теплового про-
цесса. Территориальная нестационарность тепловых зон при неподвиж-
ном положении обжигаемых изделий показана набегающими друг на
друга температурными кривыми. Если наблюдать по времени за точкой
п в данном сечении печной садки, то через эту точку, как и через другие
точки этого сечения, проходит вся температурная кривая в течение каж-
дого теплового цикла.

Следовательно, в данном сечении кольцевой печи тепловой процесс
повторяется периодически, однако рассматривая работу печи в целом,
а не по участкам, мы видим принципиально новую схему непрерывной
тепловой работы по сравнению с печами периодического действия.

Исходя из этой двойственности тепловой схемы кольцевой печи час-
то эти печи выделяют в особую группу, не относя их ни к печам перио-

Рис. НО. Схема перемещения температурных кривых коль-
цевой печи

дического, ни к печам непрерывного действия. Однако правильно отно-
сить кольцевые печи к печам непрерывного действия. Отличие принципа
работы кольцевых печей от горнов заключается в том, что вся темпера-
турная кривая существует в них непрерывно, поэтому эти печи являют-
ся непрерывно действующими в тепловом отношении; они также явля-
ются непрерывно действующими в отношении загрузки их сырыми из-
делиями и выгрузки из них обожженной продукции, поскольку загрузка
и выгрузка могут производиться непрерывно.

При описанной тепловой схеме кольцевая печь работает на одном
огне. Если в печи одновременно осуществляется несколько самостоя-
тельных тепловых циклов, то печь работает на нескольких огнях.

Печь «зигзаг» отличается от обычной кольцевой печи тем, что ее
обжигательный канал в плане имеет зигзагообразную конфигурацию.
Отдельные камеры печи такого типа расположены параллельно друг
другу в два ряда, между ними размешены дымовой и жаровой каналы
(рис. 111). Каждая камера соединяется с соседней арочным перехо-
дом. Два ряда параллельно расположенных камер замыкаются в кольце
торцовыми камерами, имеющими двойную по сравнению с остальными
длину. В печи «зигзаг» количество камер всегда делится на четыре. По-
перечное сечение их обычно имеет размеры в высоту 2—2,5 л» и в шири-
ну 2,5—3 м, длина рядовых камер 6—8 лт, торцовых 14—18 м.

Сравнивая печь «зигзаг» с прямой кольцевой печью, можно уста-
новить, что прн одном и том же объеме обжигательного канала печь
«зигзаг» занимает несколько меньшую площадь, имея и меныпую пло-
щадь поперечного сечения канала. Первое обстоятельство иногда явля-

- /&? -
лось существенным преимуществом при реконструкции старых заводов
с ограниченной территорией. Малое поперечное сечение обжигательного
канала способствует более равномерному обжигу изделий. Однако глав-
ным и существенным недостатком печи «зигзаг» является значительно
более высокое аэродинамическое сопротивление обжигательного канала,
чем у прямой .кольцевой печи.

Определенные трудности, задерживающие ход огня в печи «зигзаг»,
возникают и потому, что при переходах газового потока из одной камеры

Рис. 111. Печь «зигзаг»

в другую образуются «мертвые» участки, где температура в садке обжи-
гаемых изделий значительно отстает от температуры в остальных участ-
ках печи.

В кольцевых печах успешно сжигают все виды топлива — твердое,
жидкое и газообразное. Поскольку горение топлива происходит непос-
редственно в среде раскаленной керамической массы, создаются благо-
приятные условия для быстрого и полного завершения этого процесса.
В тех случаях, когда это может быть допущено техническими требова-
ниями, предъявляемыми к готовой продукции (стеновой кирпич, стено-
вые камни и др.), наиболее совершенным и экономически выгодным яв-
ляется обжиг топливом, введенным в сырьевую шихту.

Твердое топливо засыпают в кольцевые печи в дробленом виде через
топливные трубочки, заложенные в своде. Процесс засыпки топлива
может быть механизирован путем установки так называемых шур-аппа-
ратов.

Многие отечественные кольцевые печи с успехом работают на нефти
и нефтяных отходах. При применении жидкого топлива обычно прибега-
ют к непрерывной капельной подаче его на садку раскаленных изделий.
Такой метод имеет тот недостаток, что трудно бывает каждый раз от-
регулировать необходимую подачу и нельзя капли топлива направить
в определенный участок садки.

В Швеции применяют так называемое «импульсное» отопление
жидким топливом, устраняющее указанные недостатки. Сущность этой
системы заключается в следующем (рис. 112). Топливо из расходного

бака / через фильтр 2 засасывают центробежным насо-
сом 3 и подают в сеть через пульсатор 4. Назначение

повторяется

последнего заключается в том, что автоматически дей-
ствующий от специального моторчика регулирующий
клапан направляет топливо поочередно то в главную
питающую магистраль 5, расположенную вдоль печи, то
в обратную линию 6, замыкающуюся па расходный бак.
Импульсная ------

ИИ

подача топлива в питающую магистраль
с паузой, которая может длиться от 5 до
20 сек. в зависимости от регулировки кла-
пана пульсатора, с продолжительностью
подачи топлива под давлением в 12 атм
в течение 1—2 сек.

К центральной питающей магистра-
ли гибкими армированными шлангами
присоединяют переносные ответвления 7,
снабженные горелками 8 по числу топ-
ливных трубочек кольцевой печи. Горел-
ка отдельно показана на рис. 113. Она
состоит из импульсного клапана /, гиб-
кого шланга 2 и собственно горелки 3.
К трубопроводу непосредственно присое-
динен импульсный клапан, который мо-
жет быть отрегулиро-
ван на определенную
подачу топлива при
каждом импульсе. Для
этого необходимо вруч-
ную повернуть в ту или
иную сторону баранку
4 и, тем самым, переме-
стить плунжер им-
пульсного клапана.
Расход топлива пока-

зывается при этом

Рис. 112. Схема импульсного отопления кольцевых пс- стрелкой секторной
чей нефтью	шкалы 5, которой снаб-

жен импульсный кла-
пан. Через этот клапан топливо поступает в горелку. При каждом
импульсе через сопло 6 в печь подают очередную порцию топлива
тонкой струей в количестве от 0 до 6 см3. Горелка снабжена регули-
ровочным винтом 7, при помощи которого вручную можно изменить на-
клон струи и таким образом регулировать уровень горения топлива в
печи. После каждого вспрыскивания небольшой порции топлива в лечи
мгновенно образуются топливные пары, которые успевают полностью
сгореть во время паузы между двумя импульсами подачи. Описанная

система дает возможность точно регулировать поступление топлива в
печь и обеспечивает равномерный обжиг.

Кольцевые печи легко могут быть переведены на работу с газовым
топливом. Для этого от главной заводской магистрали прокладывают
цеховой газопровод и оборудуют подстанцию для регулирования, и под-
держания давления газа, подаваемого к горелкам печи на определен-
ном уровне.

Существуют печи как с верхним подводом газов через топливные
трубочки, так и с нижним подходом с расположением горелок в кана-
лах, проложенных в печном поду. Практика показала, что наиболее не
лесообразным, в особенности для большеразмерных печей, является си-
стема подводки газа одновременно как сверху, так и снизу (рис. 114)

Рис. 113. Горелка «импульсного» отопления

Рис, 114. Газовая разводка на
кольцевой печи

Для питания горелок на печи проложен кольцевой газопровод 1 с
ответвлениями.

Управление всеми горелками выведено на верх печи. Верхнее горе-
лочное устройство состоит из газовой горелки 2, резинового шланга 3
для присоединения горелки к газопроводу и вентиля 4. При помощи ре-
зинового шланга горелку переносят на некоторое расстояние, по длине
и ширине печи в различные рядки. При мелких горелках они могут
быть установлены во всех топливных трубочках данного рядка, по чаще
всего применяют горелки более мощные и устанавливают их в трех
трубочках по краям и в центре рядка, что облегчает их обслуживание.
Подачу газа к нижним горелкам производят по трубам, спущенным
вниз от кольцевого газопровода. Подводку газа производят через печ-
ные ходки, трубы укладывают в специальных канавках, перекрытых
плитами. Несколько секций горелок обслуживается групповым коллек-
тором 5, снабженным групповым вентилем 6. Нижние горелки чаще все-
го делят на три секции; внешнюю 7, центральную 8 и внутреннюю 9.
Каждая секция состоит из одной, двух или трех насадок-горелок.

Горелки перекрывают керамическими плитами с отверстиями, с тем
чтобы разбить острое пламя и ослабить удар его об изделия. Кро
ме того, плиты предохраняют горелки от засорения. Внешнюю (поле-
вую) секцию горелок располагают на расстоянии не более 10—15 см от
стены печи.

При газовом отоплении печи садка изделий несколько видоизменя-
ется. Ликвидируются колосники под трубочками, выкладываемые при
твердом топливе, и на один-два кирпича снижаются ножки. В садке
под топливными трубочками оставляют сплошные разрывы или колодцы
размерами 30x30 см, с тем чтобы нижние газовые горелки располага-
лись в этих колодцах. При обжиге газом плотность садки стандартного
кирпича в кольцевой печи составляет не более 200 шт. на 1 .и3, однако
съем готовой продукции резко повышается.

Основным недостатком кольцевых ггечей являются тяжелые условия
работы обслуживающего персонала па садке и выставке (выгрузке) из-
делий. В рабочей зоне выставщнков температура в обжигательном кана-
ле печи в летний период достигает 80° и даже выше. Садку и выставку
кирпича, черепицы и других изделий производят, вручную что сопряже-
но с большой затратой физической силыГЬ целях охраны труда рабочих
в СССР па новых керамических заводах строят исключительно туннель-
ные печи.

История развития туннельных печей в керамической промышлен-
ности охватывает почти целое столетне, хотя имеются указания, что пер-
вые попытки применения подобного рода печей относятся еще к середине
восемнадцатого века. Однако прототипы современных туннельных пе-
чей на заре своего развития были настолько примитивными и несовер-
шенными, что многие десятилетия они оставались единичными экспери-
ментальными тепловыми агрегатами и только в конце прошлого и в на-
чале этого столетия появились печи промышленного образца.

Замена футерованных металлических листов вагонетками, изобре-
тение песочных затворов, усовершенствование толкателей были крупны-
ми техническими мероприятиями, которым туннельная печь обязана
признанием в промышленности.

Первая печь с перечисленными усовершенствованиями была постро-
ена в 1889 г., однако рентабельные печн появились лишь в 1908 г. Наи-
большее распространение в этот период получила французская печь
системы Фужерютта, которая с некоторыми изменениями в обход патента
строилась, кроме Франции, в Германии и США. Такие печи в 1911 г.
были построены и на фарфоровых заводах России. В 1915 г, появились
муфельные туннельные печи известного конструктора печей Конрада
Дресслера. в которых был использован принцип рекуперации. В 1919 г.
по проекту Харропа была построена в Пенсильвании первая печь для
обжига строительного кирпича.

В первое пятилетие промышленного развития СССР туннельные пе-
чи в значительном количестве были построены в огнеупорной промыш-
ленности. До Отечественной войны фарфорово фаянсовая промышлен-
ность уже имела несколько новых конструкций туннельных печей.
В кирпичной промышленности на одном из заводов Ленинграда первая
туннельная печь работала уже в начале тридцатых годов. Однако широ-
кое строительство туннельных печей во всех отраслях керамического
производства нашей страны началось после войны. Значительную роль
в разработке отечественных конструкций печей сыграли Институт огне-
упоров (Ленинград), Государственный исследовательский керамический
институт (ГИКИ, Ленинград), а также проектные институты Росстром-
проект, Гипростройматериалы (Москва) и Укргнпростройматериалы
(Киев).

Первые туннельные печи в керамической промышленности во всех
странах имели большое количество недостатков как в общих принципах
работы, так в особенности в конструктивных деталях. История развития
туннельных печей поучительна в том отношении, что конструкции их
долгое время непрерывно усложнялись по сравнению с первыми образ-
цами в поисках решений, способных преодолеть возникавшие эксплуата-
ционные трудности. И только за последние два десятилетия наступил
качественный перелом в этом развитии в сторону упрощения конструк-
ций на базе накопленного промышленного опыта и научно-исследова-
тельских работ.

Основной принцип, заложенный в работу туннельных печей, заклю-
чается в том, что в отличие от кольцевых печей обжигаемая продукция
перемещается при стационарном состоянии отдельных тепловых зон
самой печи; это дает возможность вынести за пределы печи садку и
выставку изделий.

Тепловой режим работы туннельной печи показан графически па
рис. 115. В отличие от печен периодического действия, где температура

в печи непрерывно из-
меняется, в туннельных
печах температурная
кривая постоянна, а
тепловые зоны стацио-
нарны: в печи переме-
щаются обжигаемые
изделия, которые по
пути своего движения
подвергаются последо-
вательно воздействию
всех тепловых зон.

Первые туннельные
лечи возникли в виде

Рис. 115 Температурный режим работы туннельной
печи

прямолинейного кана-
ла и такими они сохра-
нились до настоящего
времени. Только срав-
нительно недавно (в 1930 г.) появились так называемые круглые тун-
нельные печи, у которых печной канал не прямолинейный, а кольцеоб-
разный; взамен отдельных вагонеток в этих печах имеется сплошной
кольцевой под, непрерывно или периодически вращающийся вокруг
вертикальной оси. Круглые туннельные печи нашли применение глав-
ным образом для обжига хозяйственного фарфора, где сравнительно
невелик объем производства. При производстве изделий строительной
керамики, учитывая значительные объемы выпуска продукции, необхо-
димы круглые печи больших размеров, что затрудняет эксплуатацию
главным образом подвижного пода. Вследствие этого они пока' еще не
конкурируют с прямолинейными печами, однако постепенное сокраще-
ние сроков обжига изделий строительной керамики создает благопри-
ятные условия для более широкого применения н в этой отрасли круг-
лых печей наряду с прямолинейными.

В связи с тем, что вагонеточный парк (а тем более вращающийся
под) составляет основную стоимость туннельных печей, в различных

странах предложено и осуществлено несколько новых методов переме-
щения обжигаемых изделии: шагающий под, скользящий под и др.
Успешное конструктивное оформление этих методов передвижения пода
может открыть перед ними широкую дорогу в промышленности.

Определенным недостатком современных туннельных печей являет-

ся то, что газы в этих печах, так же как и в кольцевых, движутся гори-
зонтальным потоком, вследствие чего имеет место постоянный темпера-
турный перепад по высоте потока. Поэтому в своем развитии туннель-
ные печи не избежали безуспешных попыток отдельных конструкторов
заменить горизонтальное направление движения газов вертикальным;
туннельная печь подобной конструкции показана на рис 116. Здесь ва-
гонетки снабжены сложной решетчатой футеровкой с подподовыми ка-
налами /; кроме того, в каждой группе из трех вагонеток одна имеет по
всей своей ширине вертикальный стояк 2. Свод печи снабжен попереч-
ными выступами 3, с шарнирными заслонками 4 из жароупорного мате-
риала: между двумя выступами под сводом размещают группу из трех
вагонеток, которые периодически проталкивают в печи на длину, равную
расстоянию между этими выступами. Направление движения газов в
печи показано мелкими

Рис. 116. Туннельная печь с вертикальным направлени-
ем движения газов

стрелками.

Эта неудачная кон-
струкция американской
туннельной печи не по-
лучила распростране-
ния, так как работа ее
связана с большим ко-
личеством эксплуата-
ционных трудностей^

Па рис. 117 приве-
дена ^туннельная печь
другой’ конструкции, в
которой продольно-го-
ризонтальное движе-

Рис. 117. Туннельная печь с попчречно-горнзоигаль
ным зигзагообразным направлением движении газон

гонетку, двигаясь поперек печи справа палево,
метку в обратном направлении. Эта констру

ние газов по длине печ-
ного канала заменено
поперечно - горизон
тальным зигзагообраз-
ным движением. С этой
целью каждая вагонет-
ка снабжена верти-
кальной стенкой 1 по
всей ширине ее, а про-
дольные стены печного
канала — выступаю
щими ребрами 2, рас-
положенными в шах-
матном порядке. Газы
пронизывают одну ва-
а последующую ваго-
кция печи еще менее

удачна, чем предыдущая, так как, сохраняя в принципе горизонтальное
движение газов, излишне усложняет печь.

Эксплуатация туннельных печей показывает, что наиболее эффек
тивным методом борьбы с неравномерностью распределения темпера-
тур по высоте обжигательного канала является выбор минимальной вы-
соты его при данной производительности. Следуя этому принципу, бы-
ли предложены к получили некоторое распространение малогабаритные
печи, т. е. печи с малым поперечным сечением. Само собой разумеется,
что такие печи могут обеспечить большую равномерность температурно-
го поля по 'поперечному сечению, однако целесообразность их примене-
ния теснейшим образом связана с масштабом производства.

Мысль конструкторов всегда усиленно работала над задачей дости-
жения равномерности распределения температур во всех зонах прямо-
линейного канала. Наибольшая разность температур по высоте печи
обычно имеет место в зоне подогрева; причина этого заключается в том.

что зона подогрева работает при максимальном отрицательном давлении,
обусловливающем подсос холодного воздуха через неплотности подовой
системы. Кроме того, в этой зоне значительное количество тепла расхо-
дуется на нагрев футеровки вагонеток. Для увеличения равномерности
распределения температур в зоне полоцева были сконструированы печи
с установкой циркуляционных устройств^ рис. 118).

Рис. 118. Туннельные печи с циркуляционными устройствами
а — с вентиляторами: в —с эжекторами: в —с вентиляторами и эжекторами в эоие обжига

газах, лиоо на горячем воздухе.

Рнс. 119. Сосредоточенный я распре-
деленный подвод газов п зоне обжига
туннельных печей

Для циркуляции устанавливают крыльчатые вентиляторы из жаро-
упорной стали с индивидуальными моторами, вынесенными за пределы
печи. Ввиду того что вентиляторы работают в тяжелых условиях и тре-
буют тщательного ухода, для создания поперечной циркуляции газов в
зоне подогрева были предложены эжекторы. Эжекторы могут работать
либо на рециркулирующих дымовых
подаваемом к ним из зоны охлажде-
ния. Известны попытки конструкто-
ров применить в зоне обжига цирку-
ляционные вентиляторы и эжекто-
ры. Разумеется, вентиляторы в зоне
обжига должны работать в еще бо-
лее тяжелых условиях, чем в зоне
подогрева.

Однако в зоне обжига возника-
ет вопрос не только неравномерно-
сти распределения температур по
высоте печного канала, по и по ши-
рине его. поскольку топки в этой зо-
не неизбежно должны быть распо-
ложены на периферии. При сосредо
точенном подводе топочных газов,
как это показано на правой полови-
не рис. 119, боковые поверхности

садки обжигаемых изделий подвергаются воздействию острого пламени
с более высокой температурой, чем газов, проникающих в центральную
часть садки. С целью уменьшения влияния острого пламени в большин-
стве современных печей ввод топочных газов из боковых камер горения
осуществляют через решетку, показанную на левой половине рис. 119.

Эффективным .мероприятием является также подача топочных га-
зов в разрыв между садкой соседних вагонеток; недостатком такого
способа подачи является уменьшение емкости вагонеток, что приводит
к соответствующему удлинению печи при данном сроке обжига.
(^Важнейшей задачей в развитии конструкций туннельных печей
всегда являлись топки зоны обжига, или, точнее, способ сжигания раз-
личных видов топлив и подвод газов от топок к обжигательному каналу}

Первые туннельные лечи строили либо по образцу уже существовав
ших кольцевых печей, т. е. с подачей твердого топлива через трубочки в
своде печи, либо с обычными ручными колосниковыми топками, распо-
ложенными с обеих сторон зоны обжига (рис. 120).

Рис. 120. Различные методы сжигания твердого топлива в туннельных печах
а —засыака топлива через свод; б — ручная колосниковая толка; Л —шахтная тонка
«- — топка с нижней подачей: д — пылеугольная пшкл

Работа туннельных печей с заброской твердого топлива через свод,
конечно, возможна, однако при этом печи теряют значительную долю
своих преимуществ перед кольцевыми печами. При сжигании кускового
твердого топлива на вагонетках на садке изделий отлагаются зола и
шлаки в таких же количествах, как и в кольцевых печах. Вследствие
неорганизованного горения топлива на садке изделий, в особенности
при обжиге легкоплавких глин, как это имеет место в производстве из-
делий стеновой керамики, часто возникают местные повышения темпе-
ратуры, что приводит к деформации садки, вызывающей большие экс-
плуатационные затруднения, В этом отношении и ручные колосниковые
топки не пригодны для нормальной эксплуатации из-за больших темпе-
ратурных колебаний*.

В последующем туннельные печи, как правило, стали строить с

* В настоящее время при использовании твердого топлива наибольшее распростра
нение. в кирпичной промышленности СССР получили туннельные печи с засыпкой топ-
лив? через свод печи при запрессовке в сырец 60% всего расходуемого «а обжиг
топлива Редакторы.
Рис. 121. Муфельный обогрев зо-
ны обжига туннельных печей

топками для естественного или генераторного газа, а также для жидко-
го топлива. Тем не менее применение твердого топлива в туннельных пе-
чах промышленности строительной керамики является настолько эко-
номически существенным вопросом, что именно в этом направлении воз-
никали все новые н новые предложения.

Желая упорядочить горение в топках, ручные колосниковые тонки
заменяли выносными шахтными топками. Несмотря на то, что шахтные
топки обладают определенной тепловой инерцией, они все же имеют
значительное колебание температурного режима со всеми вытекающими
отрицательными последствиями для обжига.

Если температурные колебания в топках не оказывают столь вред-
ного влияния при обжиге изделий в капселях, то при бескапсельном об-
жиге это обстоятельство вызывает большие технологические затрудне-
ния. Устойчивая работа печей на малозольных твердых топливах может
быть достигнута при механизирован-
ных так называемых топках с нижней
подачей.

Попытки снабдить туннельные пе-
чи пылеугольными топками не получи-
ли распространения в промышленности
главным образом потому, что при си-
стеме централизованного пылеприго-
товления этот способ сжигания топли-
ва нс имеет экономических и техничс-'
ских преимуществ перед газификацией
топлива. Однако в настоящее время,
когда индивидуальное пылеприготов-
ление, т. е. установка сушильно-мель-
ничного агрегата непосредственно у
топки, вытеснила громоздкую централизованную систему, пыле-
угольныс топки для туннельных печей заслуживают определенного вни-
мания. В печах открытого пламени сжигание газообразного или жидкого
топлива и 'подвод топочных газов в печную зону обжига осуществляют
по двум схемам. В первом случае горелки подают топливо в садку из-
делий на печной вагонетке, где и происходит горение; горелки устанав-
ливают либо в боковых стенах печи, либо в своде печи. При второй
схеме горелки подают топливо в специальные камеры горения (топки)
и продукты полного или частичного горения поступают в обжигательный
канал через открытые окна или 'керамические решетки.

Наряду с печами открытого пламени развивались конструкции пе-
чей муфельных, в которых осуществляют закрытый обогрев зоны обжи-
га (рис. 121). Муфельный обогрев применяют с целью предотвращения
загрязнения изделий золой и вредными примесями топочных газов, а
также для создания окисилительной среды, когда это требуется по
технологическим условиям.

В различных конструкциях печей применяли элементы муфеля раз-
личных типов, причем условия их работы всегда были тяжелы.

Поскольку речь идет о теплопередаче через стенку муфеля, неиз-
бежно возникает значительный температурный перепад между средой
в обжигательном канале печи и поверхностями .муфеля. Для того чтобы
обжечь изделия при температуре 1200—1300°, стенки муфеля должны
быть нагреты до температуры 1700—1800’, следовательно, речь должна
идти о высокоогнеупорном, термически устойчивом материале для них
При этом расход топлива на обжиг повышается, поскольку возрастает
температура отходящих из печи газов по сравнению с печами открытого
пламени. Тем не менее для обжига изделий тонкой керамики муфель-
ные печи получили значительное применение с тех пар, как Дресслеро.м
были сконструированы рентабельные и технически рациональные уста-
новки. Особенностью этих печей были элементы, из которых выклады-
вался муфель, так называемые дельта-блоки, получившие такое назва-
ние в соответствии со своей конфигурацией. Пустотелые трубчатые эле-
менты особой формы вызывали циркуляцию воздуха через них, тем

самым повышая значительно коэффициент теплопередачи.

В связи с развитием бескап-
сельного обжига многих тонкокера-
мических строительных изделий ста-
ли применять малогабаритные му-
фельные печи разнообразных конст-
рукций. рабочая полость которых
представляет собою капсель боль
шого объема. С другой стороны, тех-
нологические преимущества му-
фельного обогрева привели к печам
особой конструкции, получившим
название многоканальных туннель
вых печсн. В них производится по-
штучный обжиг плиток и аналогич-
ных по форме изделий, которые пе-
ремещают в малогабаритных на-
клонных каналах. Большими преи-

Рис. 122. Муфельное охзажденпр в
трепельных исчах

да—с керамическими рекуператорами;
б —с металлически ми листами или тру-
бя ми

муществами обладает электриче-
ский обогрев зоны обжига, посколь-
ку при этом сохраняется совершен-
но чистая атмосфера в печи, как и
при муфельном обогреве, при значи-
тельно большей гибкости регулиро-
вания температурной кривой.

В керамической промышленно-
сти первые электрические лёчи были
построены в 1905 г., однако долгое
время они не получали широкого
распространения главным образом
из-за недостатка электроэнергии и
высокой се стоимости. За последнее
десятилетие применение электро-
энергии для обжига керамических
изделий получает все большие и
большие масштабы.

Рассмотрим теперь развитие
конструкции зоны охлаждения тун-
нельных печей. При конструирова

нии этой зоны возникают две главные задачи: обеспечить достаточное и.
по возможности, регулируемое охлаждение изделий и создать макси-
мальную равномерность температурного поля по поперечному сечению.

Методы, применяемые для равномерного охлаждения по попереч-
ному сечению, могут быть теми же, что и в зоне подогрева: установка
циркуляционных вентиляторов и эжекторов. Для интенсификации
охлаждения обожженных изделий долгое время большинство туннель-
ных печей снабжалось различного рода рекуператорами; по мере раз-
вития рекулерационных поверхностей зона охлаждения полностью или
частично превращалась в муфель (без непосредственной подачи воздуха
в зону) или полумуфель (с частичной подачей воздуха).

Конструктивно рекуперацию осуществляют по различным схемам
(рис. 122). На рис. 122, а показаны керамические рекуператоры в виде
каналов в кирпичной кладке стен и свода печи (правая половина ри-
сунка) или в виде специальных пустотелых блоков (левая половина
рисунка). Вследствие малой теплопроводности керамических поверх-

Рис. 123. Разрез по зоне обжига туннельной печи си-
стемы Гирт

ностей во многих печах эти 'поверхности заменялись металлическими
листами или трубами (рис. 122, б).

С целью увеличения теплопередачи иногда воздушные трубчатые ре-
куператоры заменяли водяными. Длительная практика эксплуатации
печей показала, что рекуперативное охлаждение обожженных изделий
не достигает поставленной цели и лишь усложняет эксплуатацию печи
вследствие неизбежных частых аварий. Поэтому в современных печах,
как правило, пользуются непосредственным охлаждением изделий по
током воздуха, подаваемого в зону охлаждения, без применения каких-
либо рекуперативных поверхностей в этой зове или муфельным охлаж-
дением.

В начале настоящей главы мы отмечали, что туннельные печи раз-
вивались от простых конструкций к сложным, однако они получили пра-
вильное конструктивное решение в возврате снова к простым типам в
целом, но более совершенным в деталях. Примером очень усложненной
конструкции печи может служить французская печь системы Гирт
(Ни!), зона обжига которой показана иа рис. 123. Печь имеет трубча-
тый рекуператор для подогрева генераторного газа, а в зоне охлаждения
снабжена как воздушными, так и водяным рекуператорами.

Современные туннельные печи представляют собой простые прямо
линейные каналы, успех работы которых зависит от тщательного выпол-
нения таких деталей, как песочные затворы, печные вагонетки, кладка
стен, топочные устройства и др.

б)	Туннельная печь системы
ГИПРОСТРОИМАТЕРИАЛОВ (МОСКВА)

Па рис. 124 показана печь системы Гнпростройматериалов для об-
жига облицовочных плиток. Эта печь может быть использована для
обжига также и других керамических изделий.
Печь имеет рабочую длину обжигательного канала 81,7 м при
общей конструктивной длине 88 .я. Длина обжигательного канала рас-
пределяется по зонам следующим образом: зона подогрева 16,7 м, зона
обжига 24,3 м и зона остывания 40,7 м.

Поперечное сечение рабочей части обжигательного канала имеет
в ширину 1,4 лив высоту (от пода вагонетки до замка свода) 1,44 ж,
площадь поперечного сечения — около 1,9 ж8, объем обжигательного ка-
нала 155 ж3. Размеры пода вагонетки в плане: длина 1,85 ж, ширина
1,25 ж.

Печь вмещает 44 вагонетки: в зоне подогрева 9, в зоне обжига 13
и в зоне охлаждения 22 вагонетки. Схема движения воздуха и газов в
печи показана на рис. 125.

Рис. 124. Схема тепловой работы туннельной печи Гинростронматериалов

Наружный воздух нагнетают в зону охлаждения сосредоточенно че-
рез свод на последней позиции вагонеток. Свод печного канала в этом
конце печи несколько приподнят и выложен наклонно. В образовавше-
еся подсводовое пространство воздух нагнетается через узкую щель /
(рис. 125) с большой скоростью и создаст инжекцию. Это вызывает
местную циркуляцию воздуха, что способствует интенсивному охлажде-
нию изделий перед выкаткой из печи, а также предотвращает выбивание
воздуха через выгрузочную сторону.

Нагретый воздух отбирают по всей длине зоны охлаждения — на
позиции 41 через щель в своде печи, а на позициях 38, 35, 32, 29 и 25
через группы окон в боковых стенах. Каждая группа состоит из трех
окон 2 с общим стояком 3, через который воздух выводят в металличе-
ский воздуховод, присоединенный к отсасывающему вентилятору. Стоя-
ки снабжены шиберами 4 для регулирования отбора воздуха. Часть это
го воздуха на позициях 24 и 26, расположенных на границе между зо-
нами охлаждения и обжига, нагнетают обратно в печь через щели 5 в
своде для создания местной циркуляции под инжектирующим действием
вертикальной воздушной струи. Тем самым предполагается уменьшить
температурный перепад по высоте печи, а также предотвратить подсос
горячих газов из зоны обжига в зону охлаждения. В этом месте печи
предполагается поддерживать такой аэродинамический режим, чтобы
часть нагретого воздуха из зоны охлаждения поступала в зону обжига.
Основную массу горячего воздуха, отбираемого из печи, направляют
в сушильный цех. Наиболее нагретый воздух, отбираемый на позициях
25 и 29, в зависимости от положения заслонок на общем воздуховоде
может быть направлен либо также в сушильный цех, либо к газовым
горелкам и топкам, расположенным по обеим сторонам зоны обжига.

В этой зоне первая пара горелок 6 установлена па позиции 12, од-
нако продукты горения попадают в лечь через открытые вылеты 7, рас-
положенные несколько в стороне от этих горелок на двух предыдущих
позициях. Следующие 8 пар горелок 8 установлены на позициях ваго-
неток 13—16. В толще стен ‘перед этими горелками делают небольшие
топки с керамическими рассечками на выходе в печь продуктов горения.
Эти рассечки служат для повышения полноты горепия газа. Далее сле-
дует еще 12 пар горелок, расположенных во второй половине зоны об-
жига в сторону зоны охлаждения. Здесь горелки обслуживают два типа
топок, чередующихся друг с другом. Одни топки 9 представляют собой
камеры с распределительными решелками, уменьшающими ударное дей-
ствие пламени при выходе продуктов горения в печь. Другие топки 10
открытого типа, из которых продукты горепия непосредственно попада-
ют в развитой под печных вагонеток.

Воздуховоды и газопроводы на обеих сторонах печи разделены на
участки, обслуживающие группы горелок в количестве от 3 до 6 шт.

Дымовые газы отбирают из зоны подогрева, по всей длине этой зо-
ны, через 12 окон 11 с каждой стороны печи, расположенных на уровне
развитого пода вагонеток. Через эти окпа газы попадают в два группо-
вых канала, которые через стояки 12, расположенные в степах печи
у позиции 6. поступают в подземный боров 13, ведущий к дымососу.
Часть отработанных газов поступает в короб 14, расположенный над
сводом печи, и специальным вентилятором подается обратно в печь для
рециркуляции. Газы поступают над позициями 4, 9 и 13 через щели 15
в своде печи; количество их в этих точках регулируют шиберами. Ре-
циркуляцией отработанных газов в указанных позициях преследуют
цель —снижение температурного перепада по высоте печи. Отработан-
ные газы, кроме того, возвращают в печь на позиции / как через щель
16 в печном своде, так и через боковые окна 17. Здесь рециркуляцию
производят для уменьшения подсоса наружного воздуха с загрузочной
стороны печи. Печь снабжена форкамерой 18 с гидравлическим толкате-
лем, брезентовой шторой с внешней стороны и подъемным шибером
с внутренней. На выгрузочном конце печи имеется выкатная камера 19
с цепным отборником вагонеток 20.

Кроме обычных боковых песочных затворов, в этой печи имеются
поперечные песочные затворы для уплотнения стыков вагонеток. Зад-
ний по ходу движения торец каждой вагонетки по всей своей ширине
снабжен небольшим песочным бункером; передний торец снабжен, так
же по всей своей ширине, металлическим ножом, который входит в песок
бункер^! впереди стоящей вагонетки. Боковые песочные каналы пополня-
ются песком через 4 пары песочниц.

Стены обжигательного капала печи опираются на кирпичные стол-
бики, перекрытые стальными листами толщиной 10 ,чм. Между столби-
ками образуются многочисленные окна, расположенные на уровне пола
печного цеха.

За последние годы на основании опыта эксплуатации печей на заво-
дах облицовочных плиток в печи описанного типа заводскими работки
ками внесены некоторые изменения.

В зону охлаждения дополнительно к воздуху, поступающему через
свод у выгрузочного конца лечи, на Харьковском керамическом заводе
подают воздух через боковые окна, расположенные на уровне пода ваго-
неток на позициях 43 и 44. На Воронежском и Катуар'овском керамиче-
ских заводах для ускорения охлаждения плиток по выходе из зоны
обжига на позициях 24 и 26 установлены дополнительные вентиляторы,
нагнетающие в печь холодный воздух из помещения цеха, либо через спе-
циальный воздуховод (Воронежский завод), либо через существующую
рециркуляционную линию (Катуаровскпй завод). Применение металли-
ческих труб для отбора горячего воздуха с позиций 25, 29 и 32 при тем-
пературе около 800° на Катуаровском заводе привело к их прогоранию.
Поэтому здесь отбор воздуха с высокой температурой производят через
кирпичные каналы с керамическими шиберами, установленными в спе-
циально выложенных для этой цели канальчиках в стенах печи.

На Воронежском заводе'при утельном обжиге плиток на первых по-
зициях зоны подогрева (перед зоной обжига) наблюдалась высокая тем-
пература газов. Для снижения температуры завод установил центробеж-
ный вентилятор, который подает в этот участок холодный воздух из це-
ха. На Харьковском заводе отбор дымовых газов из печи производят
дополнительно на позициях 1 и 2 для повышения температуры в печи у
загрузочного конца.

») Туннельная печь системы гики (Ленинград)

На рис. 126 показана туннельная печь ГИКИ для однократного бес-
капсельного обжига изделий строительного фаянса.

Длина печного канала 87,2 м, ширина в свету 1,1 ж, высота от вер-
ха футеровки вагонеток до замка свода 1 м. Зона подогрева имеет дли-
ну’ 21,8 м, зона обжига 21,8 м и зона охлаждения 43,6 .и.

Печь вмещает 48 вагонеток размерами: длина рамы 1,725 м, ширина
(габарит футеровки) 1,24 .и.

В печи, построенной на Ленинградском заводе санитарного фаянса,
в зону охлаждения воздух непосредственно на садку изделий не пода-
ют. Охлаждение изделий — муфельное, за счет теплопотерь в окружаю-
щую среду и искусственного охлаждения продольных стен, внутри кото-
рых оставлены вертикальные полости 1 с шиберами 2. Частично охлаж
дение этой зоны производят и воздухом, засасываемым через неплотно-
сти. Поэтому по длине зоны охлаждения проектом предусмотрены груп-
повые окна 3 для отбора воздуха вентилятором 4 и подачи к горелкам
генераторного газа. Часть этого воздуха может быть подана для охлаж-
дения изделий в зону более высоких температур через специальные груп-
повые окна.

В зоне обжига первоначально предусматривали установку инжек-
ционных горелок на позициях вагонеток от 12 до 24 с вводом факела
горения в канализованный под. Из последнего продукты горения попа-
дают в полость печного обжигательного канала через разрыв между
футеровкой примыкающих друг к другу вагонеток и через зазоры меж-
ду боковыми стенами печи и развитым подом вагонеток. Питание горе-
лок воздухом осуществляли за счет отбора из зоны охлаждения

На участке температур 1200—1280° воздух должен был подсасы-
ваться с 28 позиции вагонеток по специальному каналу 5 за счет инжек
ции струи генераторного газа.

Горелки, расположенные на участке температур ниже 1200°, должны
были снабжаться воздухом, отбираемым на концевом участке зоны ох-
лаждения.

С целью снижения перепада температур в зоне нагрева по проекту
предусматривалась установка дополнительных горелок с подачей в печь
продуктов горения по распределительным каналам 6.

Отбор дымовых газов — рассредоточенный через групповые окна 7
в боковых стенах печи, расположенных на уровне развитого пода ваго-
неток. Отработанные газы отсасывали через каналы, расположенные в
стенах печи, и сборный боров 8.

Описанная печь на Ленинградском фаянсовом заводе была построе-
на в 1954 г. и в пусковой период подверглась некоторым изменениям.
Дополнительные горелки на позициях 5 и 9, а также основные горелки
Рис. 126. Туннельная печь ГИКИ (план, продольный и поперечный разрезы)
иа позициях с 12 до 17 были отключены. Был упразднен также отбор
воздуха вентилятором из зоны охлаждения и подача его на участки вы-
соких температур. Оказалось целесообразным к горелкам подавать хо-
лодный воздух из цехового помещения, для чего был установлен специ-
альный вентилятор. Через некоторый период эксплуатации лечи в нее

были внесены дополнительные
конструктивные изменения.

После реконструкции печь
ГИКИ имеет схему движения
газов, показанную на рис. 127.

Ирм последней реконст-
рукции были расширены газо-
ходы для отбора дымовых га-
зов в конце зоны подогрева.
Были устроены дополнитель-
„ ные окна па позициях 11—20.
2 для чего были использованы
2 неработающие каналы ксрами-
х ческих диффузоров газовых
2 горелок и неиспользуемые ннж-
а ние смотровые окна печи. Че-
2 рез новые дымосборпые окна
2 газы по вертикальным каналам
| поступают в два дополннтсль-
? ных боровка по обеим сторо-
з нам печп, расположенные на
| участках от 9 до 20 позиций.
2. На позиции 9 эти боровки
«а включаются в сборный дымо-
« вой канал, ведущий к трубе.
= Зона обжига удлинена за
счет зоны охлаждения: допол-
я пителыю горелки установлены
$ на семи позициях.

Вместо предусмотренного
§ проектом охлаждения изделий
и путем отбора воздуха из кон-
12 ца зоны охлаждения и нагне-
тания его на участки с более
высокой температурой ,на сво-
де этой зоны над позициями
26—43 устроен рекуператор
длиной 31 м. Рекуператор пред-
ставляет собой три примыкаю-
щих друг к другу кирпичных
канала, проложенных по ого-
ленному своду печи, перекры-
тых огнеупорными плитами и
изолированных сверху. Воздух

поступает в эти каналы через железные патрубки с шиберами, отсасы-
вается с противоположного конца вентилятором и подается к горелкам
или сушилам.

Па загрузочной стороне печи проект предусматривал камеру с дву-
мя подъемными шлюзовыми ширмами: первая из них опускалась на уп-
лотнмтельную вагонетку, находящуюся в камере, а вторая — на футе-
ровку рабочей вагонетки.

Пользование уплотнительной вагонеткой было сочтено затрудни-
тельным и в камеру стали загружать вагонетку с изделиями, отбирая с
этой позиции часть дымовых газов. Первая ширма заменена подвесными
дверями с раздвигающимися половинами, вторая ширма совсем удалена.

Печь имеет подвагонеточный коридор шириной 0,65 м, высотой
2,04 м. В этом коридоре предусмотрела приточно-вытяжная вентиляция
для создания уравновешенной аэродинамической системы.

На рис. 128 показан продольный разрез печи ГИКИ длиной обжига-
тельного капала 106 м для обжига фарфоровых изделий.

В табл. 26 приводятся некоторые данные по этой печи для утельного
и политого обжига.

Таблица 26

Характеристика туннельной пени ГИКИ для обжига фарфоровых
изделий

Навяеноазние пох»5,те.|«я	Печь и, обжиг.		Примечание
	утеяьмого	ПОЛИТОГО	
Размеры печного канала в л:			
длина . 		 .	.	106	106	
ширина		  высота:  от пола вагонеток для пяты сводов			1,85  1,65	1,85  1.68	
до замка свода .	.....  Размеры подпечного коридора в м:	1,9	1,93	
длина	•		90	90	
ширина	.	.	0,25	0,85	
высота	  Длина зон к м:	1,83	1,75	*
подогрева 	  обжига		16.1  29,9	16,1  41,1	В том числе фор- камера 2,3 м
охлаждения	  Размеры вагонетки в м:	60	48,5	В том числе камера па выходе •
длина 		2.3	2,3	
ширина ...		  высота:	1.75	1.75	
ставки в м .	...	1.6	1,55	
решетки на вагонетке в мм	135	185	•	. п
подставки в мм		45	90	
Количество:			
ТОПОК 		64	72	По обеим сторонам* печи
вагонеток в поезде . .	.  Продолжительность цикла обжига	45	45	
в час		16,5	32	
Печь отличается удлиненной зоной охлаждения и зоной обжига,
снабженной большим количеством газовых топок и аэродинамических
завес.

Охлаждение обожженных изделий прямым омыванием воздуха про-	,

изводят только в самом конце печи на участке длиной 6 л, снабженном
жалюзийными окнами. Воздух, подаваемый через эти окна, отбирают
поблизости от них через два жалюзийных окна, расположенных на рас-
стоянии 11 м от выгрузочного конца печи у 42 позиции. Затем произво-
дят муфельное охлаждение как через боковые стены, так и через свод.
Свод охлаждают между позициями 28—39. Нагретый воздух из подово-
дового канала поступает в печной канал через боковые окна на позициях
29 и 31, а на позиции 27—28 отсасывается в нижние боковые каналы,
питающие газовые горелки. На границе зон обжига и охлаждения рас-
положена воздушная завеса, предотвращающая возможность попадания
продуктов горения а зону охлаждения.

Зона обжига, как уже отмечалось, снабжена большим количеством
горелок и целым рядом воздушных завес. При подобной конструкции
зоны облегчается осуществление такого режима обжига, при котором
процесс подъема температуры делится на интервалы с различным соста-
вом газовой среды и различной скоростью нагрева.

Как известно, при обжиге фарфора предъявляются высокие требо-
вания к равномерности распределения температур и газовой атмосферы
в садке изделий, так как в противном случае изделия, расположенные в
различных участках печного канала приобретают различные оттенки и
неодинаковый блеск глазури. Для удовлетворения требуемых условий
печь должна работать на высоких скоростях газовых потоков; в данном
случае скорость газов в зоне обжига превышает 7 м/сек.	~

Отбор дымовых газов в описываемой печи производят распределен-
но по всей длине зоны подогрева через малые и большие окна. В подва-
гоиегочном пространстве осуществлена подача и отсос воздуха для созда-
ния минимального перепада давлений по обе стороны печного пода. Это
мероприятие способствует более равномерному распределению темпера-
тур в полости печного обжигательного канала.

• ’

г) Печи для обжига стеновой керамики

Печь конструкции Укргипростройматериалов (Киев) показана на
рис. 129^Печь предназначена для обжига изделий стеновой керамики
как пластического, так и сухого прессования VIа рнс. 130 показана схе-
ма тепловой работы печи.
ГИКИ для фарфора (продольный разрез)

^Общая длина печного туннеля 102,2 .и, из них 6,2 я занято предка-
мерой, в которой находится толкатель. Ширина печного канала в свету
во всех зонах 3 ,н при высоте 1,7 .«. Площадь сечения обжигательного
канала над вагонетками 4,75 м2, рабочий объем канала 456 ,и3.

Размеры вагонеток в плане 3X3 м. Длина отдельных зон: подогре-
ва 33, обжига 30 и охлаждения 33 м. Следовательно, в зоне подогрева
устанавливается 11 вагонеток, в зоне обжига 10 и в зоне охлаждения 11.

Печь запроектирована для работы на горячем генераторном газе, но
может также работать на природном газе или жидком топливе.

Особенностью печи является применение рециркуляции продуктов
горения с подводом их в различные зоны печи. В зону охлаждения воз-
дух подают двумя дублирующими вентиляторами через 10 окон разме-
ром 300 X 350 лъи, расположенных на двух уровнях, по пять окон с каж-
дой стороны печи. Первые четыре окна имеют ширину 350 мм и при не-
обходимости все количество воздуха можно подавать сосредоточенно
через эти окна, прикрыв все остальные.

Часть горячего воздуха из этой зоны отбирают на сторону, а основ-
ная масса непосредственно поступает в зону обжига. Отбор воздуха на
сторону производят через 12 окон размером 450 X 350 м.я, расположен-
ных в два ряда с обеих сторон печи. Каждое окно имеет индивидуаль-
ную заслонку. Каждые две пары окон, расположенные друг против дру-
га и кирпичными стояками и подземным поперечным каналом,
соединяются с двумя боковыми боровами, на которых установлены
дублирующие центробежные вентиляторы.

На расстоянии 3 .« в сторону зоны обжига от последних окон для
отбора горячего воздуха через два круглых окна диаметром 350 мм, рас-
положенных по одному в боковых стенах печи, подводят рециркулирую-
щие дымовые газы. Следовательно, в зоне охлаждения на протяжении
первых 21,5 м обожженные изделия омываются чистым воздухом, а на
протяжении остальных 11,5 м— смесью воздуха и рециркулирующих
дымовых газов; эта смесь и поступает в зону обжига на горение генера-
торного газа. Подвод рециркулирующих дымовых газов предусматри
вается также непосредственно в зону обжига через свод печи на рас-
стоянии 10,5 л» от места подвода рециркулирующих газов в зону
охлаждения.

В зоне обжига предусмотрено по одному ряду горелок с каждой
стороны, расположенных на уровне пода печи, в свободном пространст-
ве между садкой двух соседних вагонеток. Кроме того, имеется один ряд
сводовых горелок, расположенных близ границы зон обжига и охлажде-
ния: эти горелки подают газ не <в стык между вагонетками, как основные
горелки, а в садку обжигаемых изделииМПо предположению авторов
_ 207 —
Рис. 129. Туннель-
ная печь Укрсипро-
стройматериалов
(продольные раз-
резы) но зонам

Д — подогреем.

б — обжига:
о — охлажден ян
конструкции печи1сводовые горелки должны способствовать равномерно-
му распределеншсвоздуха, идущего на горение из зоны охлаждения,
создавая гидравлическую завесу в подсводовом пространстве.

В зону подогрева рециркулирующие дымовые газы подают через
свод и через окна в стенах размерами 200 x 65 лл, расположенные по
четыре с каждой стороны печц на расстоянии 3 м от первых горелок
зоны обжига. Палача рециркулирующих продуктов горения в зону подо-
грева преследует цель увеличить общее количество протекающих в этой
зоне газов и, тем самым, уменьшить температурный перепад по высоте
зоны. Отбирают дымовые газы через 12 окон размером 450x450 мл,
расположенных по 6 окон с каждой стороны зоны подогрева и снабжен
ных индивидуальными поворотными заслонками. Расстояние между ок-
нами равно 3 м. Дымовые газы через окна по стоякам попадают в два
боковых подземных дымовых борова, каждый из которых снабжен от-
дельным дымососом среднего давления. Ввиду того, что эти боковые бо-

рова соединяют друг с другом поперечным каналом, проходящим под
печью, два центробежных вентилятора могут работать поочередно, дуб-
лируя друг друга.

Часть отработанных дымовых газов выбрасывается в атмосферу, а
часть, как уже указывалось, рециркулирует в той же зоне. Металличе-
ский рециркуляционный газопровод проложен по своду печи.

Кладку всей печи производят из нормального шамотного и красно-
го кирпича без применения фасонов. Фундамент под печью сплошной,
бутобетонный. Вдоль печного туннеля предусмотрен ряд аварийных
ниш, часть которых при нормальной эксплуатации закладывают кирпи-
чом, а часть снабжают металлическими дверцами.

Воздуховоды и газопроводы выполнены из металла.

^^-Укргипростройматерналэкп^’разработана система отопления туп-
-нсльных печен описанного типа’молотым низкосортным топливом, сжи-
гаемым в так называемы:- циклонно-вихревых топках,

Сама топка представляет собой цилиндрическую камеру с внут-
ренним диаметром 500 и высотой 500 л.ч, выложенную из огнеупорно-
го фасонного кирпича и заключенную в металлический кожух. Моло-
тый уголь вводят в эту камеру тангенциально, и он горит в сильно за-
вихренном состоянии. Продукты сгорания выходят из камеры через
отверстие в нижней плоскости цилиндра.

Топки устанавливаются непосредственно на своде обжигательного
канала туннельной печи на расстоянии 3 .« друг от друга, т. с. по од-
ной топке на каждой позиции вагонеток в зоне обжига. Топливо пред-
варительно подсушивают и размалывают в мельнице системы Ткачен-

ко, которая по проектным данным
му топливу (влажность 50%)
около 2200 кг]час.

Недостатком описанной схе-
мы с сжиганием низкокалорийно-
го топлива в циклонно-вихревых
топках является то, что вся зола
из топок поступает в обжигатель-
ный канал печи и оседает на об-
жигаемых изделиях, как и при
обычной засыпке кускового топ-
лива через топливные трубочки в
печном своде. Необходимая рав-
номерность обжига при такой си-
отопления не достигается

Печь конструкции Росстром
проекта (Москва) (модернизиро-
ванный вариант для обжига из-
делий стеновой керамики) пока-
зана на рис. 131. Схема тепловой
работы печи показана на рис. 132.

Длина печного туннеля 105м,
размеры поперечного сечения над
вагонеточного пространства во
всех зонах: ширина 1,74 м, высо-
та до замка свода 1,74 л, пло-
щадь сечения 3 м2; рабочий объ-
ем обжигательного канала 315 ж3.
Длина зоны подогрева 32 ж, об-
жига 32 м и охлаждения 41 м.
Печная вагонетка имеет размеры
в плане 2,25X1,65 м В печи уста-
навливается 46 вагонеток.

В зону охлаждения воздух
подают сосредоточенно на пос-
ледней позиции вагонеток через
металлический короб, охватываю-
щий весь свод и боковые стены
(рис. 131, а). Отбор нагретого
воздуха из этой зоны производят
также сосредоточенно (рис. 131,6,
правая часть) на двух позициях
вагонеток па расстоянии 15 м от
зоны обжига через окна размером
0,92X0,92 расположенные по
два с каждой стороны печи.
Часть воздуха из зоны охлажде-
ния поступает в зону обжига,
снабженную топками (рис. 131,6,
левая часть), расположенными в
утолщенных степах печи.

имеет производительность по сыро-

Рис 131. Поперечные разрезы

а — зона охлаждения; б — зона охлажлииня (отбор*
отбора

Каждая топка имеет в длину 1,25 м и 0,535 м в высоту. Всего в
зоне обжига 28 топок, по 14 топок с каждой стороны. Газовые горел-
ки расположены в этих топках, благодаря чему садка изделий не
омывается острым пламенем факела горения. К газовым горелкам
подают нагретый воздух, отбираемый из зоны охлаждения. Часть этого

воздуха подают и в зону
подогрева на 12—13 пози-
циях через окна, располо-
женные на уровне пода
(рис. 131, в). Подача воз-
духа перед зоной обжига
преследует цель облег-
чить выгорание топлива,
введенного в шихту при
формовании изделий. Од-
нако если даже изделия
нс содержат выгорающих
добавок, то и в этом слу-
чае целесообразен подвод
нагретого воздуха в зону
подогрева, по аналогии с
кольцевыми печами. От-
бор дымовых газов произ-
водят сосредоточенно че-
рез окна размером 0,98 X

туннельной печи Росстромпроекта

нагретого воздуха) и обжига (топка); а — зоил охлаждения (подача воздуха); г —узел
дымовых газов

Х0.98 м. расположенные с двух сторон между первой и второй по-
зициями вагонеток (рис. 131, г). Из этих окон дымовые газы
выходят в П-образный канал, к которому присоединен всасывающий
Л сушилам

Пооп-,а
возду>а

Рис. 132. Схема тепловой работы туннельной лечи Роостромдроекта

Рис. 133. Вариант туннельной печи Росстромпроскта с засыпкой топлива через сдод
в — продельный ризрез зоны обжига: б — поперечный разрез зовы обжига; в — разрез золы
охлаждения

патрубок вентилятора. Малое круглое окно в этом канале (рис. 131, г,
слева внизу) предназначено для отбора воздуха из подвагонеточного
пространства при наличии аэродинамически уравновешенной схемы

Отличительной особенностью описанной печи является широкое
применение принципа сосредоточенных газовых потоков. Этот принцип
дает возможность поддерживать во всех зонах печи максимальную ско-
рость потоков, что способствует уменьшению температурного перепада
но высоте обжигательного канала.

В первоначальном варианте печи Росстромпроекта, получившей
распространение в промышленности, как и в большинстве туннельных
печей, воздух подводили и отводили в зоне охлаждения через много-
численные окна. Такую же схему распределенных потоков применяли
в зоне подогрева. Многолетняя эксплуатация показала целесообраз-
ность модернизации печи в том именно направлении, о котором упо-
миналось выше.

Печные вагонетки снабжены обычными песочными затворами и
футерованы шамотным кирпичом толщиной в 250 лл. В боковых сте-
нах печи предусмотрены аварийные окна, заложенные кирпичом.

На рис. 133 показаны два поперечных разреза и продольный раз-
рез зоны обжига и части зоны охлаждения варианта печи Росстром-
проекта. предусматривающего применение твердого топлива, засыпае-
мого через свод, как это имеет место в кольцевых печах. От печи, отап-
ливаемой газами, печь на твердом топливе отличается конструкцией
зоны обжига и некоторыми деталями. Зона засыпки топлива, условно
проникая за зону обжига, имеет длину 20 м при общей длине печного
канала 8#,5 .и. Печь предназначается для обжига строительного
кирпича.

Основную массу топлива вводят в массу перед формованием сыр-
ца. а в печь засыпается остальная часть.

Всю садку кирпича на печных вагонетках выкладывают в виде
сплошной колосниковой решетки и засыпку топлива производят неза-
висимо от местоположения вагонетки в печи.

Предварительно подсушенное и измельченное до величины частиц
в 5 мм топливо подают через свод, в котором установлены трубки /.
Они расположены в четыре ряда по ширине обжигательного канала и
в 27 рядов по длине зоны обжига на расстоянии 765 мм друг от друга
Каждые две топливные трубки обслуживаются одним питателем 2,
снабженным электромотором. Топливо подается на печь элеватором
и закрытыми шнеками. Дозирующий шнек раздает топливо по бунке-
рам питателен. Практически запроектированные питатели оказались
неработоспособными. Топливные трубочки снабжены гляделками 3
для наблюдения за горением топлива в печи.

Зола, осаждающаяся на садке кирпича в зоне обжига, частично
захватывается в зоне охлаждения воздухом и оседает в каналах для
отбора нагретого воздуха; часть золы оседает в каналах для отсоса
дымовых газов в зоне подогрева. Для очистки каналов от уноса име-
ются многочисленные окна. Предусмотрена очистка при помощи пе-
редвижного пылесоса промышленного типа, гибкий шланг которого
вводят в окна и отсасывают им золу в бункер пылесоса. Но основная
масса золы и шлак остаются па садке кирпича; поэтому непосредст-
венно к зоне охлаждения, у выгрузочного конца печи, пристроена так
называемая камера обеспыливания 4 для очистки садки

Ввиду того, что зола оседает как в продольных, так и в попереч-
ных канальчиках внутри садки, обдувку последней производят с двух
сторон. Воздух для обдувки подают вентилятором по гибким шлангам,
присоединенным к двум коллекторам с насадками, имеющими щеле-
вые отверстия. Коллекторы расположены под прямым углом друг к
другу: вдоль и поперек по отношению к вагонетке.

Обдувают садку следующим образом. Очередную вагонетку с
обожженным кирпичом специальным выталкивателем 5, расположен-
ным в печи в самом конце зоны охлаждения, подают в камеру обес-
пыливания. Двери в камеры опускаются и вагонетка изолируется как
от полости печи, так и от печного цеха. В это время коллекторы с на-
садками находятся в крайнем нижнем положении на уровне пода ва-
гонетки. Включают обдувочный вентилятор и из насадок выбрасыва-
ют струи воздуха со скоростью до 20 м!сек. По мере обдувки нижних
рядов коллекторы с Насадками постепенно поднимаются и достигают
подсводового пространства. Одновременно с включением обдувочного
вентилятора камеру обеспыливания присоединяют к отсасывающей
линии 7, создающей в камере разрежение до 8 мм вод. ст. Зола по
отсасывающей линии через верх камеры поступает в батарейный ник
лон. Цикл обдувки печной вагонетки длится 10 мин.

Туннельные печи с засыпкой топлива через свод должны эксплуа-
тироваться На малозольных углях. До 70—80% топлива, необходимого
для обжига, надо в обязательном порядке вводить в шихту и только
20—30% его следует подавать непосредственно в печь. Только при та-
ких условиях описанные печи могут работать нормально. В действи-
тельности печи описанного типа, построенные за последние годы на
ряде заводов, эксплуатируются неудовлетворительно: в шихту вводят
незначительное количество топлива и основная масса его сжигается в
печи; ввиду отсутствия предварительной подготовки этой части топли-
ва (подсушки, дробления и грохочения) механические питатели не ра-
ботают и засыпку топлива приходится производить вручную; значитель-
ное количество золы оседает на садке изделий, попадает в песочные
затворы и через неплотности в стыках песочных пожен и самих ваго-
неток проникает в подвагонеточное пространство.

Пылесосами промышленного типа заводы не располагают, вслед-
ствие чего очистка каналов представляет большие трудности. Камеры
обеспыливания не оборудованы и не работают.

Малогабаритные туннельные печи. Для небольших по объему
производств (8—10 млн. кирпичей в год) Росстромпроектом разрабо-
тана конструкция малогабаритной туннельной печи длиной 47,5 м,
включая форкамеру (рис. 134). Ширина печного канала 2 м, рабочая
высота 1.8 поперечное сечение 3,34 м2, объем 159 ж8. Количество
вагонеток в печи и форкамере 22 шт.

Предусмотрены два варианта печи, отличающиеся конструкцией
зоны обжига: для малозольных и высококалорийных топлив зона об-
жига снабжена топливными трубочками в своде печи, для бурых уг-
лей — боковыми выносными топками,

В первом варианте зона подогрева (без форкамеры) имеет в дли-
ну 17 м, зона обжига — 10 м, зона охлаждения — 16 м. При выносных
топках длина зоны обжига (участка подачи топочных газов) сокраща-
ется до 6 ж, а остальные зоны удлиняются на 2 м каждая.

В зону охлаждения воздух подают вентилятором через металли-
ческий зонт /, установленный в своде у выгрузочного конца. Часть
воздуха по печному каналу поступает в зону обжига и расходуется на
горение. Остальную часть на 13 позиции отбирают через боковые ок-
на 2 и по каналам 3 подают в зону подогрева. С каждой стороны печи
устроено по две выносные ручные топки с кирпичными сводиками, за-
меняющими колосники. Топочные газы поступают в зону обжига через
решетчатые стенки.

При варианте с засыпкой топлива сверху свод зоны обжига вы-
ложен в виде отдельных арок, между которыми оставлены зазоры.
В этих зазорах установлены топливные трубочки 4, между которыми за-
зоры перекрыты кирпичом. Всего имеется 14 рядов трубочек, по 3 тру-
бочки в каждом ряду.
I

Рис 134 Упрощенная туннельная печь Росстромпроекта
Рис. 135. Псчь-сушило

 — продольный разрез; поперечные разре
зы по эонам; б и в — Подогрева; О — обжи-
га! # и е — сушки

В зоне подогрева горячий воздух из зоны остывания, подаваемый
через свод, смешивают с продуктами горения из зоны обжига. Отра-
ботанные газы отбирают через боковые окна 5, расположенные у пер-
вой позиции вагонеток.

Боковые стены печи— наклонные, как у кольцевых печей. Фор-
камера имеет вертикальные стены и своды двоякой кривизны. Только
на участке высоких температур свод и стены футерованы шамотным
кирпичом*.

Печь-сушило. Совмещение процессов сушки и обжига керамиче-
ских изделий в одном тепловом агрегате имеет ряд эксплуатационных
преимуществ перед раздельным осуществлением этих процессов. По-
этому за последние годы как у нас, так и за рубежом стали строить
так называемые печи-сушила туннельного типа. Одна из конструкций
такого агрегата (в исполнении Гипростройматериалов) показана на
рис. 135. Эта печь-сушило, предназначенная для сушки и обжига стро-
ительного кирпича н пустотелых камней, имеет в длину 87 л и в ши-
рину 2,95 м; высота рабочего пространства над подом вагонетки
равна 1,7 .«. По длине печь делится условно на три зоны: зону сушки
и подогрева, зону обжига и зону охлаждения.

На рис. 135, б показаны системы подвода (справа) и отвода
(слева) воздуха в зоне охлаждения. Небольшая часть воздуха из
этой зоны непосредственно по печному каналу поступает в зону об-
жига, а основная масса через боковые окна / подается в зону подо-
грева и сушки. Для отбора горячего воздуха печь снабжена четырьмя

* В настоящее время Росстромпроектом разработаны варианты этой печи с отоп-
лением природным газом и жидким топливом. Редакторы.
стояками 2, в которых установлены металлические заслонки, и двумя
боковыми подземными каналами 3. Для отбора воздуха из зоны ох-
лаждения над зоной сушки и подогрева установлен вентилятор 4
(рис. 135, а). Этот вентилятор наряду с отбором горячего воздуха для
снижения температуры засасывает холодный воздух и смесь нагнетает
в печь через эжекторные сопла 5 (рис. 135, в).

В зоне обжига (рис. 135, д) у стыков вагонеток на высоте 1,5 м от
пола печного цеха установлены горелки для естественного газа, по шесть
горелок с каждой стороны печи.

40% воздуха, необходимого для горения, подается к горелкам от-
дельным вентилятором 6 (рис. 135, а), остальное количество поступает
в эту зону, как уже отмечалось, из зоны охлаждения с температурой
500—600°.

Горение газа происходит непосредственно в садке изделий. Пода-
ча к горелкам наружного холодного воздуха снижает температуру
факела горения высококалорийного газа и дает возможность отобрать
из зоны охлаждения максимальное количество нагретого воздуха для
сушки. Для обеспечения независимости работы зон обжига и сушки —
подогрева сбоку печи пристроена топка с двумя горелками (рис. 135,д).
отдельно показанная на рис. 135, г и рассчитанная на получение всего
количества тепла, необходимого для сушки.

Для полноты горения толка имеет керамическую решетку 7. От-
бор дымовых газов из топки, разбавление их холодным воздухом и
нагнетание смеси в печь в зоне сушки и подогрева производится тем
же вентилятором 4, который отбирает горячий воздух из зоны охлаж-
дения. В зоне сушки предусматривается рециркуляция газов, для чего
установлен вентилятор 8 (рис. 135, е). Отработанные газы отсасываются
через четыре боковых окна 9 и стояками 10 подаются в подземный бо-
ров //, ведущий к дымососу*.

За последние годы на некоторых действующих кирпичных заводах
кольцевые печи были реконструированы в туннельные. При этом ка-

Рис. 136. Кольцевая печь, реконструированная туннельную

1 - шур-аппараты: 2—шпек для раздачи топлива по шур-агшаратам; 3 групповой
привод шур аппаратов; 4 - жаропоЛ канал. —вентилятор для подачи воздуха н
печь. 6 — вентилятор для подачи воздуха под вагонетки; 7 — какал для охлаждмю
«его воздуха

меры на закруглениях были уничтожены и оставлены только
прямые участки кольцевой печи, которые в некоторых случаях были

• Освоение нормальной работы в таких печах встретило большие трудности. Полу-
чение качественной продукции в печах подобного типа в большинстве случаев еще не
достигнуто. Редакторы.
нарощены. Прямолинейным обжигательным каналам придают конфигу-
рацию туннельной печи, пристраивают песочные затворы и проклады-
вают рельсовые пути для вагонеток. Закладывают рассыпной строй,
дымовые очелки, дымовой канал и ходки. На рис. 136 показаны раз-
резы по зонам: обжига а и охлаждения б реконструированной кольце-
вой печи.

В зоне обжига сохранены существующие топливные трубочки, вне
этой зоны все трубочки закладывают, па которых стационарно уста-
новлены обычные шур-аппараты. Центральный жаровой капал ис-
пользован для подачи горячего воздуха из зоны охлаждения в зону
подогрева. В конце зоны охлаждения проложены надсводовые кана-
лы, в которые вентиляторами подается холодный воздух. Вторая пара
вентиляторов нагнетает воздух в подвагонеточное пространство для
создания аэродинамически уравновешенной системы.

Целесообразность реконструкции кольцевой печи по сравнению со
строительством новой туннельной печи определяется прежде всего ее
состоянием. Ветхие кольцевые печи могут потребовать так много пере-
делок, что от них фактически остаются только фундаменты. Что ка-
сается производительности печи после реконструкции, то практика
показывает возможность не только сохранения ее на старом уровне,
ио и некоторого повышения.

В одном конкретном случае реконструкции объем кольцевом печи
был уменьшен с 1450 до 490 м3 (объем надвагонеточпого пространства
двухканальной туннельной печи), г. е. почти в 3 раза. При этом съем
готовой продукции возрос с 1700 до 5500 шт. кирпичей в месяц с 1 м»
печи указанных выше объемов.

Расход топлива при налаженной работе туннельной печи не возрас-
тает по сравнению с кольцевой. Условия обслуживания печи коренным
образом улучшаются.

Д) Зарубежные конструкции туннельных печей

Печь системы Дресслер. Печи системы известного немецкого кон-
структора Дресслера в различных вариантах проектировались и строи
лись несколькими фирмами в Европе, а в настоящее время строятся и
в США фирмой «Свипдел-Дресслер корпорейшеп» (Питсбург, Пенсиль-
вания).

Американская печь открытого пламени (рис. 137) имеет следующие
размеры: длина 75 м, ширина капала, занятого садкой изделий, 2,05 м.
высота от пода вагонетки до замка свода 1,5 м. В зоне обжига высота
туннеля увеличивается до 1,75 м, а ширина — до 2,25 ле Площадь по
перечного сечения канала, занятого садкой, 2,65 .и2, общая площадь се-
чения канала 3,8 л2, объем обжигательного канала, занятого садкой,
около 200 л»8, общин объем канала 285 ,и3.

Длина отдельных зон подогрева 31, обжига 22 и охлаждения
22 ,н.

Печь предназначена для обжига различных керамических изделий.
Схема движения воздуха и газов в печи показана на рис. 138.

Зона охлаждения имеет участки прямого н муфельного охлаждения,
почти равные друг другу по длине. Для прямого охлаждения воздух
подается сосредоточенно в самом конце зоны через щель в своде печи,
или через окна в боковых стенах. Отбор воздуха производится также
сосредоточенно в основном через свод на расстоянии 5—7 Л1 от зоны об-
жига. На остальном участке осуществляется закрытое муфельное ох-
Рис. 137. Туннельная печь системы Дресслер (США), поперечные разрезы по зон*
обжига

в —малый огонь; б — большой огонь
лажденне путем отбора воздуха через каналы, расположенные в боко-
вых стенах печи. Эта часть нагретого воздуха направляется к горелкам
зоны обжига, где горячий воздух инжектируется холодным, подаваемым
специальным вентилятором.

Зона обжига резко отличается от зоны обжига других печей. Здесь
высота садки сырца на вагонетке равна 1,3 м, тогда как высота печи
от пода вагопетки до замка свода 1,75 .и в первой половине и 1,5 л во
второй. Таким образом, по всей длине зоны обжига между верхом садки
изделий и сводом печи имеется свободное пространство высотой до

450 мм. Ширина садки на вагонетке равна 2,05 м, т. е. значительно
больше, чем ее высота. Свободное пространство над садкой и неболь-
шая высота самой садки предусмотрены с целью достижения равномер-
ного обжига продукции по всему сечению печи, в особенности по высо-
те. Кроме того, небольшая высота садки служит гарантией ее устой-
чивости, что особенно важно при обжиге изделий из глин с малым ин-
тервалом спекания.

Зона обжига делится на два участка — малого и большого огня.
На участке малого огня часть горелок 1 (см. рис. 137) расположена
внизу на уровне пода вагонеток, а часть 2 наверху, над садкой. Пламя
нижних горелок направляется в каналы развитого пода вагонеток 3,
вследствнн чего исключено непосредственное воздействие острого пла-
мени на изделие. Пламя верхних горелок направляется в свободное про-
странство 4 под сводом печи, поэтому изделия и сверху не подвергают-
ся действию острого пламени.

На участке большого огня горелки 5 установлены только внизу
печи на уровне пода вагонеток на расстоянии примерно 1 .« от садки
изделий. Пламя горелок в этой части зоны обжига выходит в простор-
ные топки 6, встроенные в стены печи, и здесь газ догорает; поэтому
обжигаемая продукция не подвергается действию сосредоточенного ог-
ня. Воздух для горения поступает по каналам 7 при открытом положе-
нии керамических шиберов 8.

Зона большого огня имеет высоту' несколько меньшую, чем малого
огня. Для того чтобы затруднить движение газов из этой зоны в сосед-
нюю зону охлаждения, па их границе в свод печи встроены фасонные
камни 9, создающие над садкой плоскую перегородку. Число горелок
на участках малого и большого огня, а также соотношение длин этих
участков зависит от качественной характеристики сырья и производи-
тельности печи.

Как можно заметить, в печи Дресслера большое внимание уделено
тому, чтобы насколько возможно избежать 'непосредственного омыва-
ния изделий острым пла-
менем, а также нагревать
садку со всех сторон: сни-
зу, сверху и с обоих бо-
ков.

Зона подогрева в от-
личие от зон других аме-
риканских туннельных пе-
чей довольно проста по
конструкции. Примерно
на половине длины этой
зоны с обеих сторон рас-
положены многочислен
ные окна для отвода ды-
мовых газов.

Другой тип Дрессле-
ровской печи открытого
пламени показан на
рис. 139 в поперечных се-
чениях.

Зона охлаждения
снабжена участками за
крытой и открытой водя-
ной рекуперации, а также
муфелем воздушного ох-
лаждения. На участке
закрытой рекуперации
(рис. 139, а левая поло-
вина) трубы положены в
канале, расположенном
в кладке печи. На участке
открытой рекуперации
(тот же рисунок, правая
половина) предусмотрено
расширение обжигатель-
ного канала и трубы про-
ложены в боковых нишах.
Такое устройство создает
некоторую поперечную
циркуляцию воздуха че-
рез садку обожженных
изделий, вследствие раз-
ности температур в садке
и в охлаждаемых нишах.
В этой печи водяное
охлаждение предусматри-

вается и в подвагонеточном пространстве.

На участке муфельного воздушного охлаждения (рис. 139,6) охлаж-
даются как стены, так и свод. Часть нагретого воздуха забирается в су-
шила. остальная часть подается для горения топлива.

В зоне обжига имеются участки малого н большого огня. В начале
этой зоны установлен один ряд горелок внизу на уровне развитого пода
вагонеток для выравнивания температуры по высоте садки (рис. 139, в.
левая половина). В зоне большого огня горелки установлены и под пя-
той свода (тот же рисунок, правая половина). По каналам, располо-
женным в кладке печи, к
горелкам подводится го-
рячий воздух из муфелей
зоны охлаждения.

На рис. 139,г пока-
зана зона подогрева на
участке отбора дымовых
газов через боковые окна.

Значительное рас-
пространение для обжига
изделий тонкой керамики
во многих европейских
странах получили му-
фельные туннельные пе-
чи системы Дресслер.
Длина таких печей колеб-
лется до 100 и 130 .и при
ширине обжигательного
канала 1,02—1,06 .м и вы
соте от пода вагонеток до
стрелы свода 1,5 1.7 л.

Эти печи снабжаются
в .зоне обжига муфелями
типа Дресслер, состав-
ленными из специальных
фасонных пустотелых
элементов, так называе-
мых дельта-камней
(рис. 140).

При соединении этих
элементов образуется
муфельный капал (рис.
141), сечение которого
имеет форму, напомина-
ющую букву «дельта».
Внутри этих открытых
(с двух сторон) пустоте-
лых элементов под влия-
нием разности температур
по их высоте циркулиру-
ет воздух. В муфельном
канале имеются гнезда
для топливных горелок.

ной печи системы Дресслер	работающих на ПОДОгрС-

том воздухе. Воздух на-
гревается до 400—500э в
керамических рекуператорах, работающих на дымовых газах, отбирае-

мых из топочного пространства печи.

Муфельные элементы изготовляются из карборунда, имеющего зна-
чительно больший коэффициент теплопроводности, чем шамот. Недо-
статком карборундовых муфелей является их высокая стоимость.

Печь системы Керабедарф. Немецкая фирма КегапнясИе 1п(1ш4пс —
Вес1аг(—Оез в Берлине в течение нескольких десятилетий строит тун-
нельные печи для керамической промышленности как открытого пламе-
ни, так и муфельного типа. Муфельные печи этой фирмы малого и сред-
него сечения имеют большое распространение во многих странах Запад-
ной Европы для обжига изделий тонкой керамики.

На рис. 142 приводятся попе

речные разрезы муфельной печи с
размерами рабочего пространства
обжигательного канала 0,75X1,13 л,
длиной 55,5 л. Печь вмещает 50 ва-
гонеток.

На рис. 143 показана схема
движения газов в печи. Пунктирны-
ми линиями изображены пути дви-
жения воздуха и газов через сводо-
вые муфели, сплошными линиями —
через муфели в боковых стенах
печи.

Охлаждение обожженных изде-
лии только частично производится
воздухом, нагнетаемым в печной ка-
нал; в основном это охлаждение ве-
дется закрытым способом. Вентиля
тор 1 (см. рис. 142 и 143), установ-
ленный близ зоны обжига, по под-
земному каналу 2 подает воздух из
печного цеха к выгрузочному концу
печи, откуда он поступает в боковые
и сводовые муфели, а также непос-
редственно в печной канал.

Для открытого охлаждения воз-

дух поступает через косо располо-

<Ю0

Рис. 140. Пустотелые элементы муфе женные боковые окна 3 (рис. 142) —
ля системы Дресслер	по четыре с каждой стороны печи.

Боковые муфели 4 распо-
ложены в три ряда друг
над другом и представля
ют собой узкие каналы
прямоугольного сечения.
Надсводовый муфель 5
в этой зоне огражден
снизу печным сводом, вы-
ложенным из ребристых
фасонных плит 6. Из бо-
ковых муфелей зоны ох-
лаждения воздух отбира-
ют только около зоны об-
жига. Из падсводового
муфеля нагретый воздух
отбирается близ 39 и 33
позиций и направляется
вентилятором 7 в сушиль-
ный цех.

Зона обжига снабже-
на верхними 8 и нижни-
ми 9 газовыми топками
Верхние топки обслужи-
Рис. 141 Муфель печи системы Дресслер вают надсводовые муфе-
ли 10, а нижние —боковые муфели //. Последние, как н в зоне охлаж-
дения, расположены в три яруса и каждый муфельный ярус обслужи-
вается отдельной парой топок. Надсводовый огневой муфель образуется
из пустотелых фасонных камней, а боковые муфели заложены специаль-

Рис 142. Туннельная печь системы Керабедарф

Поиеремиые разрезы по зонам а — охлаждения; б — обжиг»; в и с — подогрева

ными плитами с «сотовой» поверхностью для повышения теплопередачи.
В газовые топки для горения подается как холодный, так и нагретый
воздух. Холодный воздух поступает по каналам 12 от вентилятора /.
Нагретый воздух подается по стоякам 13, присоединенным к каналу 14,
расположенному над огневым сводовым муфелем. В этот канал, проло-
женный над зонами обжига и подогрева, у загрузочного конца печи на-
гнетается холодный воздух специальным вентилятором /5. Нагреваясь
за счет теплоотдачи огневого муфеля (по противоточной схеме), горячий
воздух по стоякам 13 поступает в газовые топки.
В зоне подогрева отработанные газы из огневых муфелей отбира
ются через группы боковых стояков 16, расположенных между 4 и 12
позициями. Каждый ярус боковых муфелей и сводовый муфель имеют
свою систему отводящих стояков: в правой части рис. 142, г показан от-
вод газов из сводового муфеля, в

левой — из верхнего яруса боко-
вого муфеля.

Все отводящие стояки снаб-
жены керамическими шибера
ми 17, регулирующими поступлс
ние газов в сборный подземный
боров 18. Из сводового огневого
муфеля около позиции 12 отбира
ется только часть газов, а осталь-
ные газы доходят до загрузочно
го конца печи и на первой позиции
отбираются через канал 19, рас-
положенный над муфелем.

Муфельная печь системы Ке-
рабедарф отражает в себе мно-
голетнюю практику совершенст-
вования муфельных печей и пре
дусматривает регулировочные
возможности для максимального
выравнивания температурного
поля по сечению обжигательного
канала. С этой целью отдельны»
ярусы боковых муфелей снабже-
ны независимыми друг от друга
источниками тепла и системами
регулирования подачи и отбора
газов. Кроме того, как видно по
описанию, противоточная схема
рекуперации поддерживает на
определенном уровне температу-
ру газов в сводовом огневом му-
феле.

Однако гибкость тепловой
регулировки, оправдывающая се
бя в эксплуатационных условиях,
постигается ценой значительного
усложнения конструкции печи.

ОТСТОЯ
тсство специальных фасонных и
различного типа огнеупорных и
изоляционных материалов; в опи-

санной печи кладка и футеровка
выполняются из 12 типов и клас
сов таких материалов. Печи Ке
рабедарф имеют своеобразный
внешний вид (рис. 144).

Кроме загрузочного и выгрузочного концов, вмещающих в себя по

две позиции вагонеток, вся печь заключена в металлический кожух из
гофрированных стальных листов. Промежуток между этой обшивкой и
печной кладкой, как видно по разрезам рис. 142, засыпается изоляцион
ным материалом, чаще всего трепельным порошком. Заслуживает вни-
мания конструкция уплотняющих штор на загрузочном конце печи, раз-
работанная фирмой Керабедарф и широко применяемая в настоящее
время. Описание этого устройства приводится в главе X.

Печь системы Керампроекта (ЧССР, г. Брно) Проект муфельной
туннельной печи для обжига облицовочных фаянсовых плиток разрабо-
тан Керампроектом, занимающимся проектированием новых и реконст-
руированием действующих печей керамической промышленности.

Рис. 144. Внешний вид туннельной печи Керабедарф

Следует отметить, что в Чехословакии муфельные туннельные печи
наряду с печами открытого пламени применяют как для утельного, так
и для политого обжига облицовочных плиток и других изделий. Так.
например, на заводе в Горни Бржизе утельный обжиг производят в од-
ной печи с открытым пламенем и в одной муфельной печи. Политой об-
жиг производят чаще всего в муфельных печах и в редких случаях —
в печах открытого пламени. Основные размеры муфельной печи Керам-
проекта показаны на рис. 145.

Печь вмещает 61 вагонетку, длиной 1,73 ж каждая; общая строи-
тельная длина печного канала 106,35 м при рабочей длине 93 м. По от-
дельным зонам длина печи распределяется следующим образом*

Зона	Количе- ство ва- гонеток	Длина	
		В м	в %
подогрева ....	34	60.25	56,5
обжига		6	10	9.5
охлаждения . . .	21	36.1	34
	61	Кб.35	100

Обожженные изделия только частично охлаждают воздухом, не-
посредственно нагнетаемым в печной канал у выгрузочного конца; дли-
на этого участка открытого охлаждения составляет 10 м, причем на
протяжении 6 л< открытое охлаждение сочетается с закрытым, муфель-
ным охлаждением, через боковые стены и свод. Для открытого охлаж-
I
дени я воздух поступает с большой скоростью через щель, расположен-
ную под сводом; этот воздух отводится из печи сосредоточенно через
два патрубка, расположенных в боковых стенах на уровне пода ваго-
неток.

На протяжении 17 м длины зоны охлаждения боковые степы и свод
муфелированы, причем для подачи и отвода воздуха имеется пять
самостоятельных участков. На четырех участках боковые муфели рас-
положены в три ряда друг над другом и представляют собой узкие ка-
налы прямоугольного сечения (рис. 145,6). Эти каналы образуются из
полых керамических камней внутренним сечением 150x300 мм.Толщина
тепловоспринимающей стенки, обращенной внутрь печного канала, у
этих камней составляет всего лишь 30 мм. Из такого же типа фасонных
пустотелых камней выложен и свод печного канала. Нагретый воздух
из трех первых участков направляется в сушильный цех, а из четверто-
го участка поступает в два подземных канала, доставляющих этот воз-
дух к горелкам зоны обжига. Пятый участок муфельного охлаждения,
примыкающий к зоне обжига, состоит из межсводовэго канала и систе-
мы стояков, зигзагообразно расположенных в боковых стенах. Нагретый
воздух из этого участка полностью поступает к газовым горелкам по
двум упоминавшимся уже боковым подземным каналам.

В зоне обжига (рис. 145,в) боковые муфели расположены также в
три ряда друг над другом и выложены из плит, перекрывающих короб-
чатые камни, в вертикальном сечении имеющие профиль швеллера. Зона
обжига перекрыта двумя сводами, между которыми образуется сплош-
ной капал высотой 135 мм. Верхний несущий свод выложен из клинового
шамотного кирпича. Нижний свод выложен из специальных фасонных

мая печь Керампроекта

По эоне обжига, г — разрез но аоне подогрева
камней коробчатого типа. Особенность этих камней заключается в том.
что в них вкладываются тонкие (12 жж) шамотные плитки размерами
150X150 мм, образующие теплопередающую поверхность свободного
муфеля.

Эта зона снабжена четырьмя группами горелок с каждой стороны
печи. Отдельные группы горелок обслуживают три яруса стенных муфе-
лей и сводовый муфель. К каждой горелке нагретый воздух подается
из боковых подземных каналов по стояку, снабженному шибером Воз-
дух засасывается инжекцией газовой струи, выходящей через сопло
горелки.

Зона подогрева по всему своему протяжению имеет боковые и сво
довые муфели, аналогичные муфелям зоны обжига (рис. 145,г). Отбор
отходящих газов из всех муфелей производится сосредоточенно, в двух
пунктах: на позициях 9—8 и у загрузочного конца печи. Каждый ярус
боковых муфелей и сводовый муфель имеют самостоятельные стояки
для отбора газов, снабженные горизонтальными шиберами.

На обоих концах печи предусмотрены металлические шторы. Печь
обслуживается гидравлическим толкателем. Плитки обжигают в кассе-
тах. На каждую печную вагонетку укладывается 90 кассет, содержащих
3240 плиток.

На поду вагонетки устанавливаются стойки (подставки) высотой
230 жж, перекрываемые плитами толщиной 70 жж; на этих плитах рас-
полагается нижний ряд кассет.

Вес глазурованных плиток на каждой вагонетке 729 кг, вспомога-
тельных материалов (кассет, подставок и плит) 1206 кг, вес вагонетки
1465 кг, из них вес футеровки 1100 кг. На 1 ж3 печного объема прихо-
дится 334 кг плиток и 556 кг вспомогательных материалов, что дает
соотношение 1 : 1,65.

Продолжительность цикла обжига равна 42 час. Производитель
ность печи 780000 ж1 плиток в год (включая 5% брака), или 7800 т про-
дукции. Съем с 1 ж’ печного объема в месяц составляет 555 ж2 плиток

Печь работает на генераторном газе теплотворной способностью
1500 ккал/нм3. Часовой расход газа 1400 «ж3, расход тепла на 1 т гото-
вой продукции 2,26 млн. ккал по газу, или около 4 млн. ккал по топли-
ву, т. е. 570 кг условного топлива.

Для общей оценки типа этой печи следует отметить, что как в Чехо-
словакии, так и в других европейских странах получили распространение
муфельные туннельные печи главным образом системы Дресслер и
Керабедарф, описанные выше. Печь Керампроекта по своей конструк-
ции очень близка к печи типа Керабедарф, т. е. представляет собой му-
фельную печь малого поперечного сечения (точнее, малой высоты) с
раздельными системами подачи и отвода теплоносителя, расположенны-
ми .в несколько ярусов по высоте обжигательного канала.

Такая схема обогрева муфельной печи создает условия для макси-
мальной равномерности температурного поля по высоте ее. С этой же
целью предусматривается канализация пода путем установки подставок,
перекрытых плитами: несмотря на потерю 30—35% рабочего объема пе-
чи, это мероприятие резко улучшает прогрев нижнего ряда кассет.

В муфельных печах, как известно, теплообмен происходит главным
образом путем радиации. Для увеличения радиации печь имеет относи-
тельно малую ширину обжигательного канала (1,1 ж), и кассеты уста
навливают таким образом, что они открыты с обеих сторон и обжигае-
мая продукция непосредственно воспринимает тепловое излучение, исхо-
дящее от боковых поверхностей обжигательного канала.
Важнейшим вопросом во всех муфельных печах является вопрос
конструкции самих муфельных поверхностей. В этом отношении печь
Керамлроекта выгодно отличается от других печей: количество фасон-
ных деталей здесь минимальное, причем наличие некоторых сборных
деталей упрощает монтаж и ремонтные работы.

е) ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ТУННЕЛЬНЫЕ ПЕЧИ

Все печи, описанные выше, имели зоны обжига, обогреваемые про
гуктами горения. В особую группу могут быть выделены электрические
печи, которые отличаются от газовых не только источником тепловыде
лепия, но и способом теплообмена. Здесь главную роль играет радиаци-
онная теплопередача от раскаленных электрических элементов, а
конвективной теплопередаче отводится второстепенное место. Радиацион-
ный нагрев твердых тел происходит интенсивнее конвективного, по-
скольку исчезает тормозящее влияние пограничного газового слоя, а
главное — интенсивность теплового излучения пропорциональна разно-
сти четвертых степеней абсолютных температур. Однако при радиацион
нон теплопередаче в ней участвуют открытые для взаимного излучения
поверхности, что ограничивает сферу действия прямого излучения. В свя
зи с этим электрические печи обычно имеют меньшие размеры попереч-
ного сечения обжигательного канала, чем газовые печи.

Нагревательные элементы, являющиеся элементами электрического
сопротивления, могут быть металлическими и неметаллическими. В пер-
вом случае применяются сплавы различных металлов с преобладанием
либо хрома, либо никеля (нихром, хромель, кантал и др.), изготов-
ляемые из карборунда, углерода в различных формах и специальных
огнеупорных масс. Для температур до 1400® наибольшее распростране
ние получили карборундовые стержни, которым зарубежные фирмы при-
дают .различные названия (силитовые, глобаровые и др.). Карборундо-
вые стержни, изготовляемые различными фирмами, отличаются друг от
друга главным образом цементирующим составом. Стержни силитовые
имеют при высоких температурах омическое сопротивление, равное
1000—2000 а/мм2, и срок службы таких стержней при непрерывном
нагревании достигает 5000 час. Однако стержни постепенно сстареют».
т. е. в них под действием окисления возрастает содержание 8Ю2, а
вместе с этим увеличивается омическое сопротивление, вследствие чего
при данном напряжении в сети падает температура нагрева.

Электрические печи имеют значительные преимущества перед газо-
выми. В них легко устанавливается необходимая температура и кривая
обжига поддается достаточно точному регулированию. Отпадает необхо-
димость в таких вспомогательных установках, как газогенераторы н топ-
ки, требующие квалифицированного ухода. Печи характеризуются
меньшей трудоемкостью и нормальными условиями труда обслуживаю-
щего персонала.

Вопрос об экономичности применения электроэнергии для обжига
керамических изделий решает в конкретных условиях стоимость энср
гии и топлива. Исходя только из теплового эквивалента (без учета
к. п. д. электростанций) расход тепла на обжиг облицовочных плиток
составляет в среднем, например по чехословацкой и американской про-
мышленности, 5—6 тыс. ккал на I кг изделий в газовых печах открытого
пламени, 10—12 тыс. ккал в газовых печах муфельного обогрева и всего
лишь 2,5—4 тыс. ккал в электрических печах.
На рис. 146 и 147 показана малогабаритная электрическая туннель-
ная печь 81тсп$-Р1ап1а (ГДР), предназначенная для обжига до темпе-
ратуры 1400’. Поперечное сечение печного канала над подом вагонетки
0,15 м2, общая длина

Рнс. 146. Электрическая туннельная печь Сименс
Плания (ГДР)

печи 13,5 .и.

В печи размеща-
ется 24 вагонетки 1
(см. рис. 147) каждая
длиной 0,55 м и шири-
ной 0,28 Печь снаб
жена обычными песоч-
ными затворами 2
Вход и выход из обжи
гательного канала за-
крываются подъемны
ми дверями. Поезд ва
гонсток в печи переме-
щается толкателем
приводимым в движе
нне электромотором
мощностью 0.37 кет
При неисправности

толкателя перемеще-
ние вагонеток производится вручную при помощи коленчатой рукоятки
Вагонетка с готовой продукцией, выкатываемая из печи, попадает на
небольшую передаточную тележку, при помощи которой после разгруз-
ки передается на боковой путь <?, по которому возвращается к загру-
зочному копцу печи.

Нагрев печи производится силиловыми стержнями /, расположен-
ными с обеих сторон капала. Для защиты хрупких стержней от ударов,
они размещаются в специальных пазах 5 в футеровке печи.

Рис. 147. Поперечные разрезы электрической туннельной печи по зонам
а — обжига; в — охлаждения
Изделия после обжига подвергаются муфельному охлаждению. Для
что го в боковых стенах печи с обеих сторон проложены каналы 6. Воз-
дух нз помещения поступает в эти каналы, нагреваясь, поднимается
вверх, попадает в горизонтальный сборный канал 7, проложенный нал
плоским сводом печи, и отсюда отсасывается вс.нтилятором. Нагрев из-
делий происходит главным образом лучистым теплом (радиацией) от
раскаленных силитовых стержней диаметром 18 льч и длиной 600 м.м.
конвективная теплопередача происходит лишь за счет циркуляции воз-

Рис. 148 Температурная кривая печн СимеЯс-Планкя

Для создапия определенной среды в зоне обжига, если это требует-
ся установленным режимом обжига, в печь может быть подведен либо
воздух, либо инертный газ в нагретом состоянии. Для этого печь снаб-
жена системой вертикальных стояков 8, расположенных между подом
вагонеток и горизонтальным каналом 9 над печным сводом. Воздух или
инертный газ поступает в этот канал с торца печи со стороны выгрузки
изделий и нагревается за счет теплопотерь через свод зоны охлаждения.

Для отвода газов, выделяющихся при обжиге, в зоне высоких тем-
ператур имеются верхние окна 10, выходящие в сборный капал II, рас-
положенный над сводом; этот канал снабжен вытяжками 12, тяга кото-
рых регулируется открытием крышек.

В самом начале зоны подогрева в своде расположена одна широ-
кая щель, в 2 м от нее — вторая такая же щель и несколько дальше —
третья. Через эти щели, ведущие в надсводовый канал с вытяжками,
отводятся из зоны подогрева водяные пары и продукты разложения ор-
ганических веществ.

На рис. 148 показано распределение отдельных зон в печи и кривая
температур по длине обжигательного капала. К зоне подогрева условно
отнесен начальный участок обжигательного канала длиной 5,4 м, где
сырец нагревается от температуры загрузки до 850—900°.

На рис. 149 приведена электрическая схема описываемой печи.

Все силнтоиые стержни в отношении питания энергией разбиты на
группы, по шесть стержней в каждой. Стержни соединены попарно по
— 234
схеме <звезда> /• Каждая группа присоединяется к главным шинам 2,
к которым может быть подведено напряжение в 220 или 380 в. Между
главными шинами и группой стержней включен вариатор 3 для ступен-
чатого регулирования напряжения, подводимого к стержням, в зависи-
мости от температуры нагрева. Две термопары 4, установленные в печи
близ контролируемых нагревательных элементов, передают импульс на
самозаписывающий контрольный прибор 5, а также на щит автомати-
ческого регулирования 6. О температурном пределе в печи сигнализи-
руют цветные лампы 7. При превышении заданной максимальной тем-
пературы срабатывает автомат-выключатель 8.

Как уже отмечалось, силитовые стержни постепенно жстареют» и
требуют в связи с этим изменения напряжения питающего тока. Это
регулирование осуществляется вариатором 3. Необходимость повыше-
ния напряжения устанавливается по силе потребляемого тока, т. е. по
показанию амперметра. Если переключением на наивысшую ступень не
достигается вся требуемая сила тока, то это означает что соответству-
ющая группа силитовых стержней износилась и стержни необходимо
сменить.

Электрические туннельные печи в настоящее время применяются
для обжига самых различных керамических изделий, причем строятся
не только таких малых габаритов, как описанная, но и значительно
больших размеров.

На рис. 150 показаны некоторые печи для обжига различных кера-
мических изделий. Верхняя двухкаиальная печь для обжига облицовоч-
ных плиток имеет температуру обжига 1250°. Длина каждого канала
40 .и, потребляемая мощность печи 140 кет, суточная производитель-
ность 8000 плиток, расход энергии 0,75 квт-ч!кг.

Печь для бескапсельного обжига изделий санитарного фаянса при
температурах до 1320° имеет длину НО м. Длительность обжига состав-
ляет 70—80 час. По данным фирмы печь работала 8 лет без ремонта.
Печь для обжига различных изделий строительной керамики до темпе-
ратуры 1200° имеет длину 65 ж. Потребляемая мощность составляет
320 кет.

Печи со скользящим подом. Под таким названием известны тун-
нельные печи без вагонеток и рельсовых путей. Обжигательный канал
имеет два пода: неподвижный и скользящий по нему подвижный.
Неподвижный под тщательно выложен из прочного высокоогнеупорного
кирпича с пришлнфовкой его поверхности. Обжигаемые изделия в печи
находятся на крупных поддонах, вплотную примыкающих друг к другу
и составляющих таким образом сплошной подвижный под.

Перед загрузочным концом печи на специальной металлической
площадке вручную выкладывается поддон из фасонных обожженных
камней, на который производится садка штабеля сырпа. Толкатель, рас-
положенный перед посадочной площадкой, упирается толкающей план-
кой в поддон и плавно заталкивает его вместе со штабелем сырца в
печь, продвигая вперед все поддоны со штабелями, заполняющие об-
жигательный канал. Таким образом, толкатель преодолевает силу тре-
ния-скольжения подвижного пода с обжигаемыми изделиями по непо-
движному поду печи.

На выходном конце печи поддон со штабелем обожженных изделий
выталкивается на вагонетку-платформу, На складе изделия снимают с
вагонетки, а поддон подвозят к загрузочному концу печи к посадочной
площадке, для повторного использования.

Тепловая работа печи может быть осуществлена по различным схе-
мам независимо от принципа перемещения в ней обжигаемых изделий.
Рис. 150. Электрические туннельные печи для обжига
а — керамических плиток; б — бескапсс.тьиого обжога изделий санитарного
фаянса
Печи со скользящим подом имеют ряд преимуществ перед обычны-
ми туннельными печами с вагонетками. Отпадает прежде всего надоб-
ность в дорогостоящем и требующем тщательного ухода вагонеточном
парке. В печах совершенно отсутствуют подсосы или выбивание возду-
ха и газов через подовую систему, ввиду отсутствия неплотностей. По-
этому при прочих равных условиях в печах со скользящим подом можно
достичь минимальных сроков обжига и расхода топлива.

Благодаря указанным преимуществам туннельные печи со сколь-
зящим подом получают все большее и большее распространение для
обжига самых различных керамических изделий.

Первая туннельная печь со скользящим подом была построена во
Франции еще в 1917 г. (длиной 25 м и площадью поперечного сечепия
0,8 м2).

Температура обжига в печи достигала 1100°. Отапливалась она уг-
лем и имела ручные колосниковые топки с каждой стороны зоны об-
жига. В 1926 г. аналогичная печь была построена в предместье Парижа
для обжига мостового клинкера. В 1940 г. на одном из металлургиче-
ских заводов Франции была введена в эксплуатацию печь со скользящим
подом для обжига шамотных огнеупорных изделий. Длина этой печи
достигала 30 м при сечении 0,8 м2. Обжиг на 1400° производился нефтью.

На рис. 151 показан один из типов современных печей со скользя-
щим подом, с площадью поперечного сечения канала 0,9 м2 и длиной
30 м. Длина зоны подготовки имеет 13, обжига 7 и охлаждения
10 м.

Возникает вопрос о строительстве печи со скользящим подом, пло-
щадью поперечного сечения 1,8 м2 и длиной до 60 м для обжига керами-
ческих изделии при температуре 950—1000°. При обжиге в такой печи
полнотелого кирпича усилие проталкивания составит 12 к.г'см2 при
толщине скользящего пода 150 мм. Опытами установлено, что даже
при температуре обжига 1400—1500° поддоны из высококачественного
огнеупора свободно выдерживают нагрузку на сжатие в 12—15 кг/см.2
без деформации в зоне максимальных температур.

Фасонный кирпич сухого прессования для поддонов изготовляется
из массы, содержащей огнеупорной глины 18%, обожженного цианита
18% и аморфного карборунда 64%.

При удельном давлении от 8 до 12 кг!см2 и при максимальной тем-
пературе 1000° вполне удовлетворительные результаты были получены
при применении для поддонов камней Г-образной и П-образиой формы
(рис. 152), изготовленных пластическим методом из массы следующего
состава: огнеупорная глина 40%, шамот 30% и карборунд 30%. При
отсутствии карборунда срок службы поддонов снижается.

На рис. 153 показаны итальянские электрические печи со скользя-
щим подом для обжига изделий санитарного фаянса и облицовочных
плиток. Продольный и поперечный разрезы одной из печсн приведены на
рис. 154. Неподвижный под этой печи выложен плитами чугунными в
зонах низких температур, карборундовыми — средних температур и гли-
ноземными — высоких температур.

Ряд фирм США широко применяют печи со скользящим подом для
обжига плиток. Рабочий канал американских печей имеет в ширину от
370 до 510 мм, в высоту — от 250 мм до 700 мм. Длина этих печей
колеблется в пределах 13,5—30 м. Плитки укладывают в двойных и трон-
ных открытых кассетах на поддоне толщиной 25 мм, изготовленном из
силикон-карбида. На каждый поддон укладывается 6—8 стопок плиток
по 64 шт. в стопке.

Печной канал почти полностью заполняется изделиями.
Ряв. 151 Туннельная печь со скользящим подом
Рис. 152. Камни для ныклалкн скользящего пода

Рис. 153. Электрические туннельные печи со скользя-
щим подом фирмы 8се1 (Италия)
В печах с самым большим поперечным сечением (508X686 мм) мак-
симальный перепад температур не превышает 10°. Срок обжига плиток,
уложенных стопками, составляет 23—28 час., при обжиге в открытых
кассетах он снижается до 8—10 час. Для утслыюго и глазурного об-
жига применяют однотипные печи. Поддоны с изделиями проталки-
ваются механическими толкателями.

Распространение печей со скользящим подом ограничивается пока
трудностями бесперебойного снабжения их высококачественным огне-
упором как для неподвижного пода, так и для передвижных поддонов.

-— 19000 -------------------

чугун

Рис. 154. Электрическая туннельная печь со скользящим подом

Многоканальные муфельные печи. Многоканальные туннельные печи
применяют для политого обжига плиток. В настоящее время делаются
успешные попытки приспособить их для обжига черепицы и других
плоских керамических изделий.

Печь такого типа представляет собой многочисленные каналы ма-
лого сечения, расположенные с уклоном от загрузочного конца к вы-
грузочному. Периодически в каждый канал закладывается одно изде-
лие (плитка или черепица), которым проталкиваются вперед все
остальные изделия, заполняющие этот канал; с противоположного кон-
ца его выходит одно обожженное и охлажденное изделие.

На рис. 155 показана конструкция одной из промышленных много-
каяалных туннельных печей с газовым отоплением. Печь имеет 40 кана-
лов с внутренними размерами: длина 8,8 м, ширина 300 мм и высота
70 лои.

Каналы образуются из фасонных огнеупорных секций, плотно уло-
женных друг к другу с уклоном 8° к горизонту в направлении движе-
ния обжигаемых изделий. Все каналы сгруппированы в четыре блока
по ширине печи. В каждом блоке по высоте печи расположено 10 ка-
налов.

В средней части печи на участке длиной 3,2 м муфельные каналы
омываются снаружи продуктами горения топлива.

В левом конце участка расположено пять газовых горелок 1 по
количеству межмуфельных пространств. Продукты горения омывают
муфельные каналы с обеих боковых сторон, протекая зигзагообразно по
двухходовым вертикальным газоходам. Дымовые газы можно отбирать
в двух местах через два сборных канала 2, расположенных поперек
печи. Дымовые каналы снабжены шиберами. При подборе оптимальной
кривой обжига может быть установлена целесообразность полного отбо-
ра дымовых газов через один из каналов или комбинированного отбора
через оба канала одновременно.

Ввиду муфельной системы обогрева дымовые газы покидают печь
с высокой температурой (700—800°). Поэтому их направляют в метал-
лический рекуператор 3 трубчатого типа, а затем используют в сушилах
или других тепловых установках. Нагретый воздух из рекуператора ис-
пользуется для горения топлива.
ма-
ем-

вде-
все
кон-

юго-
[ана-
гсота

мже-
клока
В ка-
Н

/ по
паки-
По по
нрать
перек
дьной
отбо-
тбора

печь
ктал-
иилах
ра ис-

Рис. 155. Многоканальная муфельная туннельная пень

в — ародольиый са>р«з; б—поперечный разрез; • — поперечный разрез по зоне
охлаждения
В данной конструкции печи в зоне предварительного подогрева из-
делий (от конца загрузки до описанного нами участка) печные каналы
снаружи не омываются топочными газами, иначе говоря, здесь по суще-
ству нет муфельного обогрева. В этой зоне изделия нагреваются за
счет горячего воздуха, подымающегося по наклонным печным кана-
лам в направлении, противоположном направлению перемещения из-
делий.

В некоторых конструкциях многоканальных туннельных печей в
зоне охлаждения происходит снижение температуры обожженных изде-
лий только за счет естественного движения воздуха по наклонным ка-
налам и потерь тепла в окружающую среду.

В таких печах либо приходится удлинять зону охлаждения, либо
выгружать изделия с довольно высокой температурой.

В данной конструкции печи предусмотрено искусственное охлаж-
дение муфелей путем принудительного омывания их воздухом. Воздух
для охлаждения подается через пять окон 4, расположенных в выгру-
зочном конце печи. Для регулирования поступления воздуха эти окна
снабжены жалюзийными решетками. В зоне охлаждения длиной 2,5 .«
воздух протекает зигзагообразно по одноходовым вертикальным
каналам и отбирается через сборный канал 5, который присоединен
к дымососу.

Внутри печных каналов, выложенных из фасонных огнеупорных
секций, предусмотрены вытяжки в зонах подогрева и охлаждения.
В первой зоне вытяжки 6 расположены на половине длины и предназна-
чены для удаления водяных паров, образующихся при досушке изделий.
В зоне охлаждения вытяжки 7 находятся в непосредственной близости
от места расположения газовых горелок и предназначаются для отвода
части воздуха, если в этом возникает необходимость, с точки зрения ре-
гулирования температурной кривой внутри каналов.

Загрузка изделии, их проталкивание по каналам и выгрузка на
большинстве печей производятся вручную. Однако уже эксплуатируют-
ся печи, где процесс проталкивания изделий успешно механизирован.
На загрузочном конце рассматриваемой печи устанавливают вертикаль-
ный толкатель 8. передвигающийся вдоль фронта печи по верхнему и
нижнему монорельсам. Толкатель имеет по высоте проталкивающие
пальцы по количеству сблокированных каналов. После того как вруч-
ную в каждый канал уложено по одному изделию, толкатель подкаты
вается к данному блоку и положение его точно фиксируется. Нажатием
кнопки приводится в действие электромотор и проталкивающие пальцы
входят в каналы, перемещая на одну позицию все изделия, расположен-
ные вплотную друг к другу на поду каналов. Изделия, выталкиваемые
в это время с противоположного конца, снимаются вручную.

На рис. 156 показан толкатель одной из конструкций для описанной
выше многоканальной туннельной печи. В соответствии с этажностью
печи толкатель может обслуживать одновременно десять каналов по
высоте

Стальная рама толкателя установлена двумя колесами на моно-
рельсе, расположенном по фронту печи; в этот же рельс рама упирается
одной парой, а в верхний рельс — двумя парами роликов, предназна-
ченных для восприятия рабочего усилия толкателя и предупреждения
опрокидывания рамы. На раме смонтирован механизм толкания.

Рабочий орган толкателя представляет собой траверсу с гребенкой
из десяти проталкивающих пальцев.

Толкатель может перемещаться по фронту печи, а траверса — со-
вершать поступательно-возвратное движение, при котором каждый па-
леи входит в один из каналов по высоте печи и, упираясь в крайнее из
изделий, проталкивает им все впереди лежащие.

У печей с горизонтальными каналами рама толкателя устанавли-
вается вертикально, при наклонных каналах — с соответствующим
уклоном

Рис. 156 Толкатель для многоканальной туннельной печи

В толкателе с пневматическим приводом перемещение траверсы с
гребенкой производится от двух спаренных пневматических цилиндров.

В зависимости от положения ручки управления сжатый воздух по
гибкому шлангу подается в цилиндр по ту или другую сторону поршня,
и шток последнего, связанный с траверсой, совершает поступательное
или возвратное движение.

Во избежание заедания штоков при асинхронном их перемещении
у нижнего штока предусмотрено звено компенсации в виде дополнитель-
ного шарнира.

При пневматическом варианте толкатель снабжается сжатым воз-
духом в 4 атм либо от отдельного компрессора, либо от общезаводской
воздушной линии.

В варианте с винтовым приводом электродвигатель приводит во вра-
щение малую цилиндрическую шестерню, находящуюся в зацеплении
одновременно с двумя большими шестернями. В ступицах этих шесте-
рен расположены гайки, внутри которых перемещаются приводные вин-
ты, гайки смонтированы на конических роликовых подшипниках для
предохранения от осевого смещения.
Перемещение винтов происходит в направляющих втулках; винты
используются как скалки, связанные с траверсой. Величина и направ-

ление хода винтов регулируются автоматически механизмом ограничи-
теля, воздействующего па конечные выключатели.

Во всех трех вариантах толкателя усилие толкания 480 кг, ход
толкания 425 .«.я, скорость толкания 70 .ч.ч в 1 сек., время рабочего хо-
да 6 сек. Мощность электродвигателя при механическом приводе 1 кет
с числом оборотов 1410 в 1 мин. Толкатель перемещается по ф|ронту печи
вручную с усилием, равным 7 кг.

Большое распространение во многих зарубежных странах получили
электрические многоканальные муфельные печи. Такие печи применяют
для обжига декоративных
фаянсовых изделий при
максимальной температу-
ре 1000°, для политого об-
жига при температурах
до 1200°, для обжига ма-
тового фарфора (1400*),
а также специальных ог-
неупоров (стеатит и др.).
В этих печах создается
особо чистая атмосфера,
что способствует получе-
нию изделий хорошего
цвета.

Равномерный обжиг
штучных изделий обусло-

Рис 157. Круглая туннельная печь малого диаметра вливает короткий Срок и
малый расход тепла. Пе-

чи имеют от 12 до 48 каналов в зависимости от масштаба производства
Ширина каналов колеблется от 150 до 300 .и.и при высоте от 50 до
200 .ч.ч.

В печах многих конструкций муфельные каналы по своему взаим-
ному расположению чередуются таким образом, что одни из них выхо-
дят на торцовую сторону печи загрузочными концами, другие выгрузоч-
ными. При таком расположении у смежных каналов зоны подогрева на-
ходятся в соседстве с зонами охлаждения, а зоны охлаждения — с зонами
подогрева, что дает возможность использования разности температур в
соприкасающихся зонах: тепло охлаждающих изделий из одних кана-
лов частично перетекает через стенку в другие и нагревает изделия в
них. Гидравлические толкатели при этом располагают с обоих концов
печи.

Причем толкатели имеют двойной ход: медленное продвижение
вперед и быстрое возвращение в исходное положение.

Одна из таких печей имеет производительность 7000 шт. плиток в
сутки с температурой политого обжига 980°. Расход электроэнергии со
ставляет 0,24 квт-ч/кг.

Круглые туннельные печи. Первоначально такие печи возникли в
фарфорово-фаянсовом производстве и имели сравнительно небольшие
размеры (рис. 157): диаметр по средней ливни пода не превышал 8—
10 л. Постепенно производительность круглых печей возрастала и дна
метр их был доведсп до 20—25 м. Максимальный диаметр успешно экс-
плуатируемой печи составляет 39 м (США).

Под круглых печей уплотняется либо кольцевыми песочными затво-#
рами, работающими по тому же принципу, что и в прямолинейных пе
чак, либо водяными затворами. Следует отметить, что водяные затворы,
применение которых при прямолинейной форме печей встречает боль-
шие трудности, в данном случае вполне соответствуют конфигурации
пода: вода подастся в замкнутые кольцевые желоба, внутри которых
передвигаются кольцевые ножи. Такая система уплотнения является
полностью герметичной.

На некотором участке печной под обнажается и здесь происходит
выгрузка обожженных изделий и загрузка сырца.

В круглых печах могут применяться самые разнообразные схемы
движения воздушных и газовых потоков. Иначе говоря, туннельная
печь любой тепловой системы может быть построена не прямолинейной,
а в виде круглой печи с сохранением особенностей этой системы.

Круглые туннельные печи имеют некоторые преимущества перед
прямолинейными.

Обжигаемые изделия движутся по круглой печи непрерывно и на
загрузку и выгрузку вагонеток нс затрачивается дополнительное время,
как это имеет место в прямолинейных печах, где в подавляющем боль-
шинстве случаев уста наливаются толкатели периодического действия.
Это обстоятельство увеличивает производительность круглой печи, отне-
сенную к кубометру се объема.

Ввиду отсутствия неплотностей в стыках вагонеток, заменяемых
сплошным подом, и возможности применения водяных кольцевых затво-
ров в круглой печи достигается'полная герметичность пода. Это важное
обстоятельство устраняет подсосы холодного воздуха из окружающей
среды и выбивание горячего воздуха из зоны охлаждения (при наличии
здесь положительного давления), которые имеются в прямолинейных пе-
чах с вагонетками и песочными затворами. В результате этого при
прочих одинаковых условиях в круглых печах возрастает равномер-
ность температурного поля в поперечном сечении печного канала и сни-
жается расход топлива на обжиг.

Отсутствуют толчки и сотрясения, неизбежные при перемещении
вагонеток в прямолинейных печах по путям как вне печи, так и внутри
ее. Вследствие этого уменьшается брак продукции и удлиняется срок
службы футеровки.

То обстоятельство, что загрузка и выгрузка круглой печн сосредо-
точены на одном стационарном участке, создает возможность особой
компоновки завода, при которой сокращаются до минимума внутрице-
ховые перевозки полуфабриката и готовой продукции. В некоторых слу-
чаях рационально может быть использована площадь пола внутри печ-
ного кольца и, тем самым, снижена суммарная кубатура заводских це-
хов, отнесенная к единице выпускаемой продукции.

К недостаткам круглых туннельных печей современной конструк-
ции следует отнести некоторое усложнение металлической конструкции
пода с увеличением его диаметра. Кроме того, круглые печи требуют
более четкого обслуживания, чем прямолинейные, так как в первом
случае операции по загрузке и выгрузке, а также работы по ремонту
футеровки пода сосредоточены на сравнительно ограниченном прост-
ранстве.
Глава пятая.

Движение газов в сушилах и печах

Свободное и принудительное движение

Газы движутся в сушилах и печах под действием внутренних сил,
возникающих в среде самих газов, и под действием внешних сил, при-
лагаемых к этой среде извне.

Внутренние силы в газовой среде возникают вследствие наличия
разности удельных весов в различных частях этой среды, которая
является результатом наличия неодинаковых температур и влагосодер-
жаиий в этих участках. Под действием этой разности происходит пере-
мещение частиц газов и возникает так называемое их свободное дви-
жение.

Следует отметить, что такое движение газов происходит в верти-
кальной плоскости, поскольку газовые частицы с большим удельным ве-
сом, естественно, опускаются вниз, в то время как частицы с меньшим
удельным весом всплывают кверху. Здесь имеет место определенная
аналогия с движением легкой жидкости в тяжелой среде. Следует от-
метить, что движение газов под действием разности удельных весов
происходит не прямолинейно по вертикали, а в виде циркуляционных
токов. Однако разность удельных весов в различных участках газовой
среды может создать лишь ограниченный по силе импульс движения.
Имея в виду, что удельный вес воздуха (и дымовых газов) при нор-
мальных условиях равен ?= 1,293 кг)м\ максимальная теоретическая
разность в давлении, которая может возникнуть, вследствие разности
удельных весов не может превысить 1,293 мл вод. ст. на 1 м высоты
газовой среды. Поэтому использовать силу, возникающую при разности
в удельных весах газов, для перемещения значительных их количеств
в современных сушилах и печах высокой производительности не пред-
ставляется возможным, тем более, что эта сила действует в вертикаль-
ной плоскости рабочего пространства сушил и печен.

Силы, приложенные к объему газа извне, вызывают принудитель-
ное движение. При этом создается разность давлений в различных уча-
стках по пути движения газов, вызываемая тяговыми устройствами —
дымовой трубой или вентилятором. Отметим, что принудительное дви-
жение, организуемое внешними по отношению к газовой среде силами,
может быть как прямолинейным, так и циркуляционным. Циркуляцион-
ное принудительное движение в печной технике используется как сред-
ство для выравнивания температурного поля в печном пространстве;
оно создается при помощи вентиляторов и различных эжекционных уст-
ройсЛ.

Под действием внутренних и внешних сил газы преодолевают со-
противление, которое оказывает их движению в полости сушил и печей
садка изделий, а также вне этой полости — вся система газоподводя-
щих и газоотводящих устройств и путей. Под влиянием разности объем-
ных весов газов внутри сушил и печей и воздуха внешней среды возни-
кает некоторое избыточное аэростатическое давление, направленное вер-
тикально вверх. В печном канале или в сушиле образуется так назы-
ваемая нулевая, или нейтральная, плоскость, где давление в среде
газов и воздуха выравнивается. Выше нулевой плоскости в газовой
среде устанавливается избыточное давление по отношению к наружно-
му воздуху, а ниже нулевой плоскости — пониженное давление.

В случае отсутствия воздействия внешних сил (силы тяги) распре-
деление разности аэростатических давлений приводит к возникновению
двух горизонтальных потоков. Ниже нейтральной плоскости под дейст-
вием отрицательного давления тяжелый воздух поступает в среду, за-
полненную газами; выше этой плоскости под действием положительного
давления легкие газы вытекают в воздушную среду.

Характер распределения разности давлений в работающих печах, в
которых действует внешняя сила тяги, направленная параллельно го-
ризонтальной оси обжигательного канала, отличается от распределения
их в среде, где газы находятся в статическом состоянии.

Положение нейтральной зоны в горизонтальных обжигательных ка-
налах печей зависит от высоты каналов, общей скорости движения га-
зов в них, сопротивления садки изделий, скорости подъема температуры
и ряда других факторов.

При современных режимах работы печей на больших скоростях га-
зов и значительных аэродинамических сопротивлениях садки обжигае-
мых изделий нулевая зона выходит за пределы печного канала, в чем
можно убедиться путем математического анализа вопроса. В этом слу-
чае разность аэродинамических давлений не вызывает движения двух
горизонтальных потоков в противоположных направлениях, а лишь воз-
действует на скорость движения основного потока воздуха и газов,
определяемую силой тяги в печи при данном сопротивлении садки из-
делий.

Легко подсчитать, что при разности температур в печи и в окружа-
ющей среде, равной 1000°, разность аэростатических давлений состав-
ляет около 1 мм вод. ст. на каждый метр высоты обжигательного кана-
ла. Поэтому максимальный избыточный напор под действием рассмат-
риваемой силы под сводом туннельных печей составляет 1,5—
2 мм вод. ст. при обжиге в них изделий строительной керамики. Этот
напор возрастает в печи в направлении от пода к ее своду, вызывая
соответствующую дополнительную скорость газов в горизонтальном по-
токе, перемещающемся под действием силы тяги. Вследствие этого под
сводом печи при прочих равных условиях устанавливается максималь-
ная скорость движения газов, постепенно уменьшающаяся в направле-
нии к поду.

Если печь не находится под действием силы тяги (внешней силы,
направленной горизонтально в кольцевых и туннельных печах), то под
сводом обжигательного канала устанавливается избыточный по отно-
шению к внешней среде напор. Величина этого напора в печи высотой
3 .ч в зависимости от температуры показана на рис. 158 (кривая 1. по-
строенная по расчету при температуре окружающего воздуха 10°). Если
же в печи создать силу тяги, то картина распределения давлений нзме-
нится. Пусть в этом случае на поду обжигательного канала печи под
действием отсасывающего вентилятора установится разрежение (кри-
вая 2) в интервале температур до 1000°. В направлении от пода к своду
печи разрежение, замеряемое тягомером, будет уменьшаться иа вели-
чину разности аэростатических давлений. Под сводом печи, где разпость
аэростатических давлений достигает максимума (кривая 3), может
установиться положительное давление на участке, охватывающем опре-
деленный температурный интервал. В данном случае кривая 3 получена
путем алгебраического сложения кривых 1 и 2. Максимальное положи-

Рнс. 138. Диаграмма рас-
яределения давления в об-
жигательном канале печи
высотой 3 м

тельное давление под сводом печи, равное
0,52 мм вод. ст., достигается при темпера-
туре 150°, после чего оно снижается до ну-
ля при температуре 420°. В дальнейшем как
на поду печи, так и под ос сводом устанав-
ливается непрерывно возрастающее отрица-
тельное давление, несмотря иа то, что вели
чина разности аэростатических давлений
(кривая /) продолжает возрастать ввиду
повышения температуры по длине печного
обжигательного канала. Нулевая точка под
сводом устанавливается при той температу-
ре, при которой разность аэростатических
давлений но своей абсолютной величине
становится равной абсолютному значению
давления на поду.

Здесь мы рассмотрели влияние иа дви
жение газов в печи разности аэростатиче-
ских давлений, вызванной разностью темпе-
ратур в печной полости и в окружающей
среде. Что касается сушил, то аналогичное
влияние совершенно ничтожно ввиду того,

что газы в рабочем пространстве сушил
имеют температуру, мало отличающуюся от температуры внешней сре-
ды. В то время как в печах промышленности строительной керамики
максимальная разность температур достигает обычно 950—1250°, в су-
шилах она пе превышает 100°,

Однако на характер движения газов, кроме температуры, влияет
также их влажность как фактор, определяющий удельный вес.

Известно, что при постоянной температуре с увеличением влаго-
содержания газа удельный вес его уменьшается, т. е влажный газ при
данной температуре легче сухого газа при той же температуре. Зави-
симость удельного веса воздуха от температуры и коэффициента отно-
сительной влажности графически изображена на рис. 159; на рисунке
показана также аналогичная зависимость для насыщенного и перегре-

того водяного пара.

Из приведенного графика видно, что до достижения температуры
кипения воды при данном давлении (/«=>!00°) с ростом температуры
удельный вес воздуха падает тем резче, чем выше степень его насы-
щения. После температуры кипения характер зависимости меняется: с
повышением температуры воздуха влияние коэффициента относитель-
ной влажности на объемный вес уменьшается.

В печах температура воздуха и газов почти всюду выше 100°, а
коэффициент относительной влажности не превышает 5—10%. При этих
условиях влияние влажности на объемный вес ничтожно, поэтому воздух
и газы можно считать совершенно сухими. В сушилах же, где темпера-

— 248 —
тура воздуха или газов обычно ниже 100° и относительная влажность-
достигает больших значений (до 80% и выше), влиянием влагосодер-
жання на объемный вес пренебрегать нельзя. Так, например, при тем-
пературе воздуха 80° объемный вес его в сухом состоянии почти на 25%
превышает объемный вес при полном насыщении. Однако в сушилах
большое практическое значение имеет изменение объемного веса возду-
ха в процессе поглощения им влаги, испаряющейся из сушимых изде-
лий.

Объемный Вес у

Рис 159. Зависимость объемного веса воздуха и водяного иара от температуры

При адиабатическом процессе испарения влаги должна существо-
вать строго определенная зависимость между понижением температуры
воздуха и повышением его влагосодержания. Эта зависимость имеет
вид

Ц = 10з 4„-о.Ь954в ,
.	*о

где	Дг/ —прирост влагосодержания воздуха за бесконечно ма-

лый отрезок времени в г/кг;

Д / — снижение температуры воздуха за бесконечно малый
отрезок времени в град.;

Л» г«-	— начальные параметры (теплосодержание, температура

и влагосодержание) нагретого воздуха;

1„ — теплосодержание водяного пара при температуре
/0 в ккал!кг.

Следовательно, объемный вес воздуха при адиабатическом процес-
се испарения влаги находится под одновременным воздействием двух
противоположно влияющих на пего факторов — температуры и влаго-
содержания. Объемный вес воздуха увеличивается с понижением темпе-
ратуры при постоянном влагосодержанни (см. рис. 159), причем, как
уже отмечалось, это увеличение происходит тем резче, чем выше относи-
тельная влажность воздуха. Объемный вес воздуха при постоянной тем-
пературе уменьшается с уменьшением коэффициента его относительной
влажности, так как водяные пары легче воздуха, причем снижение объ-

— 249 —
емкого веса происходит тем резче, чем выше температура воздуха. По-
следнее обстоятельство объясняется быстрым повышением абсолютной
влажности воздуха с повышением температуры.

При испарении влаги одновременно понижается температура воз
духа и в соответствии с равенством (85) повышается влагосодержание
На рис. 160 показано изменение объемного веса абсолютно сухого воз-
духа с начальной температурой 120° в результате поглощения им испа-
ряющейся влаги. Как видно, понижение температуры имеет основное
значение для изменения объемного веса воздуха при адиабатическом
испарении влаги. В практических условиях процесс испарения в суши

лах протекает с определен-
, ными тепловыми потерями

Эти тепловые потери, не
влияя на влагосодержание
воздуха, дополнительно по-
нижают его температуру,
тем самым еще больше по
вышая объемный вес по
сравнению с теоретическим
(адиабатическим) испаре-
нием.

Говоря о разности обь-

Рис. 160. Изменение объемного веса воздуха
при поглощении испаряющейся влаги

I — удельный вес абсолютно сухого воздуха при 120*:
Г — изменение удельного веса в зависимости от по-
нижения температуры; 3 — то же, от повышения
магооодержахия; Э — результирующее изменение
удельного веса

возникает разность объемных весов отдельных струек общего газового
потока, создающая внутреннюю силу, аналогичную уже рассмотренной.
Причиной возникновения этой силы являются очаги горения твердого

емных весов и газовой сре
де печей и сушил и во внеш-
ней воздушной среде, мы
обычно имеем в виду неко-
торые усредненные пара-
метры газовой среды. Одна-
ко и в самой газовой среде

топлива, засыпанного в садку изделий в печах, факелы горения жидкого
и газообразного топлива, неравномерная теплоотдача в различных ча-
стях рабочего пространства печей и сушил, потери тепла через ограж-
дающие поверхности и др. Все эти причины вызывают местные изме
нения объемного веса отдельных частей газового потока, обусловлен-
ные изменением его температуры и влагосодержания. Возникающая при

этом внутренняя сила вызывает циркуляционные токи, оказывающие
значительное влияние на характер температурного поля в поперечном
сечении рабочих пространств печей и сушил. Совершенно очевидно, что
чем равномерпес распределение температур по температурному по-
лю, тем равномернее протекают процессы нагрева или охлаждения
изделий в печах, тем равномернее происходит влагоотдача сырца в
сушилах.

Рассмотрим характерный случай возникновения ' циркуляционных
гоков близ поверхностей, ограждающих рабочее пространство сушил и
печей. В данном случае интенсивность циркуляции газов зависит не
только от интенсивного теплообмена между газами и поверхностями
ограждения, но и от пространственного расположения этих поверхно-
стей по отношению к газовому потоку.

На практике имеют место следующие три случая: газовый поток
омывает вертикально расположенные стены, горизонтально расположен-
ный под и горизонтально расположенный свод. В каждом из этих слу-
чаев характер циркуляционного движения газов будет различным.
В туннельной печи, например, обычно имеются значительные зазо-
ры между садкой изделий на вагонетках и боковыми стенами обжига-
тельного канала. В зоне охлаждения обожженных изделий, в которой
воздух, нагреваясь, приобретает подъемную силу, поперечная циркуля-
ция его через боковые зазоры происходит сверху вниз. В зоне подогре-
ва, где печные газы охлаждаются, отдавая тепло изделиям, поперечная
циркуляция происходит в обратном направлении: газовый поток в бо-
ковых зазорах движется снизу вверх. Охлаждение воздуха, движущего-
ся по боковым зазорам, происходящее вследствие теплопотерь во вне-
шнюю среду, способствует поперечной циркуляции в золе охлаждения
изделий.

Охлаждение же газов у внешних стен в зоне подогрева печи проти-
водействует поперечной циркуляции. В «нейтральной» зоне печи, где
нет температурного перепада между газовыми потоками и изделиями
(в точке наивысшей температуры обжига), поперечная циркуляция
резко затухает, так как здесь эта циркуляция может происходить толь-
ко под действием тепловых потерь через стены в окружающую среду.

У горизонтально расположенных ограждающих поверхностей ха-
рактер токов иной — охлаждающиеся газы движутся непосредственно
над подом, нагревающиеся устремяляются под свод.

2.	Уравнение бернулли

Движение газов достаточно хорошо изучено экспериментально в
каналах и трубах. В такого рода огражденных пространствах газы
движутся либо ламинарно (струйчато), либо турбулентно (вихреобраз-
но). В рабочем пространстве сушил и печей мы имеем дело с более
сложными условиями движения газов, чем в простых каналах, однако и
здесь речь может идти о двояком характере течения газовых потоков.

При струйчатом движении частицы газа, расположенные па разных
высотах, говоря упрощенно, движутся параллельно друг другу: газовый
поток в целом движется в виде элементарных струек. При вихревом
движении имеется не только поступательное, но и циркуляционное дви-
жение газовых частиц: газовый поток в целом движется завихренной
массой.

Опыт показывает, что характер движения газов в трубах и каналах
зависит от комплекса величин, объединяемых критерием Рейнольдса.

Ке_	(86)

и •»

где Л — диаметр трубы в ле;

V	— скорость газов в м)сек,

р	— плотность газа в кг сек2/ж4;

р	— коэффициент внутреннего трения или динамический коэффи-
циент вязкости газа в кг сек/мг;

•	• — кинематический коэффициент вязкости газа в м21сек, равный
|»:р.

Если канал’ имеет не круглое, а прямоугольное сечение, то в ра-
венство (86) следует подставить так называемый приведенный диаметр

Возвращаясь к равенству (86), можно установить, что критерии
Рейнольдса является безразмерной величиной, поэтому его часто назы-
вают числом Рейнольдса. Как видно, число Рейнольдса (Ке) характе-
ризует отношение сил инерции к силам вязкости в газовой среде. В
числителе этого выражения значится произведение плотности газа на
скорость, характеризующее количество движения массы; в знаменате-
ле — коэффициент внутреннего трения газа, характеризующий сте-
пень его вязкости.

Коэффициент внутреннего трения зависит от природы газа и его
температуры и не зависит от плотности и давления газа. С повышени-
ем температуры коэффициент внутреннего трения газа в отличие от
коэффициента внутреннего трения жидкости возрастает.

Значения 7, р, |» и V для воздуха (применимые и для дымовых
газов) при различных температурах приводятся в приложении 6.

Переход ламинарного движения газов в турбулентное происходит
скачкообразно. На основании экспериментов установлено, что в глад-
ких трубах критическая скорость, при которой ламинарное движение
газов переходит в турбулентное, наступает при Ке>2000 н- 2300. При
шероховатых ограждающих поверхностях, а также при наличии уст-
ройств, вызывающих искусственное завихрение газов, имеет место тур-
булентное движение и в случае более низких значении Ке.

Если газ перемещается в канале неразрывным потоком от одного
сечения к другому, то движение происходит под действием разности на-
поров в этих сечениях, затрачиваемой на преодоление сопротивлений
на рассматриваемом участке при определенной скорости потока.

Уравнение энергии для непрерывного потока несжимаемой жидко-
сти, сформулированное Д. Бернулли (1738 г.), полностью применимо и
к газам при малых давлениях. По этому уравнению для различных се-
чений капала, в котором газы перемещаются не встречая сопротивле-
ния, можно написать:

о?	Я,	г?	Н,

—— + — + гх= —- + —+га = С0П8(,	(87)

2г	У	2г	V

V	, О!

где---и------динамические или скоростные давления газового столба

2г 2г

в м при скоростях газов в рассматриваемых сечениях

У	1 и VI в м)сек\

И, Нг

и------статические, или пьезометрические давления в м газово-

го столба при давлениях газа Н} и /72, выраженных в
кг!мг, и объемном весе, выраженном в кг/м*\

2\ и г2 — геометрические давления газового столба в и, опреде-
ляемые расстояниями центров тяжести рассматриваемых
сечений от произвольно выбранной координатной пло-
скости, в л.

Динамическое давление, определяемое скоростью движения газа,
выражает кинетическую энергию газового потока. Статическое давле-
ние определяет внутреннее давление газа, способное произвести работу.
Это давление измеряется манометром (пьезометром) как разность меж-
ду давлениями в рассматриваемой газовой среде и окружающей среде.
Геометрическое давление определяет энергию положения газовых частиц
в пространстве. Эта энергия возникает в каналах, расположенных него-
ризонтально.

Таким образом, уравнение Бернулли выражает закон сохранения
энергии применительно к несжимаемым жидкостям или газам при
движении без внутреннего трения: сумма кинетического, статиче-
ского и геометрического давлений в движущейся массе потока не
меняется.
Применительно к горизонтальным каналам, когда г] = гг=сопз1,
уравнению (87) можно придать частный вид:

Н. + 47-7-И.+ -^-1.	(«Та)

причем отдельные слагаемые выражены уже не в л газ. ст., как в урав-
нении (87), а в л.н вод. ст.

По уравнению (87а) при отсутствии сопротивлении в пути движе-
ния газов в горизонтальном канале сумма статического и динамическо-
го давлений (полное давление) остается величиной постоянной.

В реальных условиях, когда сумма всех сопротивлений на пути пере-
мещения газов равна ШИ^мм вод. ст., уравнение Бернулли прини-
мает вид

<88)

В канале постоянного сечения без поступления и расхода газов по
пути их перемещения У1 = 02“С0П51 Вследствие указанного равенства
скоростей будут равны и соответствующие им динамические давления;
для данного случая уравнение энергии потока еще более упростится и
примет вид

Н1 = И, + 2 Нс, или Е Нс = Н1 — Нг мм вод. ст. (89)

Последнее равенство показывает, что все сопротивления по пути
движения газов преодолеваются исключительно за счет расходования их
внутренней энергии (статического давления). На величину динамиче-
ского давления сопротивление не оказывает влияния: динамическое
давление зависит только от скорости движения газов.

Возвращаясь к случаю движения газов без сопротивлений, можно
установить по равенству (87а), что если щ = Р2. то /71 = Яг и что вся-
кое изменение скорости при отсутствии притока и расхода газов по
пути вызывает изменение статического давления, так как сумма стати-
ческого и динамического давлений остается величиной постоянной, т. е.

Яст =	-[ — сопз!.	(90)

Иначе говоря, при уменьшении скорости движения газов соответ-
ствующая часть динамического давления переходит в статическое;
всякое же увеличение скорости может произойти лишь за счет умень-
шения статического давления.

Изложенные положения имеют существенное значение для пра
вильного понимания взаимозависимости между давлением и сопротив-
лениями по пути движения газов.

Уже отмечалось, что все сопротивления по пути движения газов
преодолеваются затратой статического давления, т е. их внутренней
энергии. Динамическое давление газового потока может быть частично
также затрачено па преодоление сопротивлений, если преобразовать
его в статическое давление, используя так называемый диффузорный
эффект.

О затрате давления на преодоление сопротивлений по пути движе-
ния газов мы судим по изменению на этом пути разностей статических
давлений в газовой и во внешней среде; эти разности статических дав-
лений (рис. 161) определяются двумя тягомерами, приключенными,
например, в сечениях 1-1 и 2-2 канала, по которому протекает газовый
поток. Если между рассматриваемыми сечениями в канале господствует
отрицательное по отношению к внешней среде давление, то диаграмма
давлений на участке Ь будет иметь вид, показанный на рис. 161, а;

Рис. 161- Диаграмма давления по
пути движения газов

щей среде, поскольку эта зона

величина отрицательного давления
в любом сечении канала на участ-
ке 1 будет равна сумме сопротивлс
нин всех предыдущих путей газово
го потока от этого сечения в сторо-
ну, противоположную направлению
движения газа. В случае, когда на
рассматриваемом участке канала
господствует положительное давле
ние по отношению к внешней среде,
диаграмма давлений будет иметь
вид, показанный на рис. 161, б: ве-
личина положительного давления в
любом сечении канала на участке/.
будет равна сумме сопротивлений
всех последующих путей газового
потока от этого сечения в сторону
движения газов. Наконец, в том
случае, когда часть канала между
сечениями 1-1 и 2-2 находится под
отрицательным, а часть под поло-
жительным давлением, диаграмма
давлений примет вид, показанный
на рис. 161, в.

Когда речь идет о принудитель-
ном движении газов, имеющемся,
например, в сушилах и печах, не
следует придерживаться ошибочно
го мнения, что в зоне, где тягомер
показывает нулевую разность стати-
ческих давлении по отношению к
внешней среде, образуются «застой
ные мешки» газов или скорость га
зов равна нулю. Такое показание

гягомера свидетельствует лишь о
том, что в рассматриваемой зоне
статическое давление газов равно
воздушному давлению в окружаю-
расположена между зонами с положи-

тельным и отрицательным давлениями: этому случаю соответствует дна
грамма, представленная на рис. 161,е. Скорость газов в канале остается
неизменной во всех сечениях его, в том числе и в сечении О—0, где нет
разности статических давлений по отношению к внешней среде.

з.	Физические основы аэродинамических
сопротивлений

Мы уже упоминали, что при своем движении газы должны преодо-
левать различные сопротивления по пути этого движения.

В технике различают сопротивления трения и местные сопротив-
ления по пути движения газов. Сопротивление трения возникает в ре-
зультате соприкосновения газов с поверхностями, ограждающими пути
движения, а также вследствие наличия внутреннего трения в потоке
газов, имеющих определенную вязкость. Величина этого сопротивления
зависит от режима течения газов, определяемого числом Рейнольдса.

Местные сопротивления возникают под действием изменения скоро-
сти и направления движения газового потока по пути его движения
вследствие вихреобразований, поглощающих определенное количество
энергии.

Суммарное аэродинамическое сопротивление канала может быть
выражено следующим образом:

Л //овт = Ослд —7 кг мг.	(91 >

Поскольку —=р, равенству (91) можно придать вид
е

//о91а = вобш Р - кг М- или мм вод. ст.,	(91а>

кг сек*
где р— плотность газа в-------;

м‘

“общ—коэффициент общего аэродинамического сопротивления, пред
ставляющий собой сумму двух частных коэффициентов: со-
противления трения и местного сопротивления
Коэффициент сопротивления трения равен

=	(92>

•	о’

Р ~2

т. е. представляет собой отношение давления, израсходованного на
преодоление сопротивления трения, к общему скоростному давлению
газов, подсчитанному по их средней скорости.

В технической литературе обычно дается следующее выражение
для раздельного определения сопротивления трения канала:

(93)
~8	“

где Ь —длина канала в м\

д — приведенный диаметр канала в м;

X— опытный коэффициент, который в отличие от приведенного
выше коэффициента сопротивления трения атр представляет
собой коэффициент сопротивления трения единицы длины
канала.

Коэффициент местного сопротивления равен

,	(94)

V*

т. е. представляет собой отношение давления, израсходованного на
местное сопротивление, к общему скоростному давлению газов, подсчи-
танному по их средней скорости.

Коэффициенты трения атр и X не являются постоянными величи
нами, как это установлено многими исследователями (Никурадзе.
Тринкс, Русвурм, Иванцов, Блаузиус и др.). Различные авторы пред-
лагают различные зависимости для подсчета этих коэффициентов.
вводя в них показатели относительной шероховатости и число Рей-
нольдса.

Меньше изучено влияние шероховатости и критерия Рейнольдса
на величину местных сопротивлений. Для подсчета сопротивлений в
каналах, а также местных сопротивлений многочисленных видов в
настоящее время имеются вполне надежные экспериментальные дан-
ные, которые постепенно пополняются данными по специфическим
сопротивлениям для отдельных конструктивных типов печей и сушил.

Значительно сложнее обстоит дело с определением аэродинамиче-
ских сопротивлений, возникающих в рабочей полости сушил и печей
Газы протекают через садку изделий сложными путями, преодолевая
малоисследованные сопротивления. Сопротивление садки следует рас-
сматривать как сопротивление тел, обтекаемых газовой средой.

Если в газовой среде, находящейся в покое, твердое тело движется
прямолинейно с постоянной скоростью, то для поддержания этого дви-
жения нужно преодолеть определенную силу, направленную в сторону,
противоположную направлению движения твердого тела; указанную
силу принято называть аэродинамическим сопротивлением тела. Для
величины последнего совершенно безразлично, движется ли само тело
с определенной скоростью в газовой среде, находящейся в состоянии
покоя, или, наоборот, газы натекают с той же скоростью на неподвиж-
ное тело.

Аэродинамическое сопротивление тела (А//а.с) зависит от плот-
ности газовой среды, скорости газов и площади проекции тела на на-
правление, перпендикулярное направлению движения газового пото-
ка, т. е.

ЛЯ,.С = /(р.Р.Г).

Рассматривая газовую среду как среду, заполненную материаль-
ными газовыми частицами малых размеров, но имеющими определен-
ную массу, можно считать, что движущееся тело сталкивается с этими
частицами, находящимися в покое и не связанными друг с другом, и
сообщает им определенный импульс движения. Этот импульс обычно
принимается за меру сопротивления движущегося тела.

Тело при своем движении приходит в столкновение в течение секун-
ды с массой газовых частиц, равной ррЕ, где рГ — объем этих частиц.
Сталкиваясь с газовыми частицами, тело сообщает им скорость Рь
пропорциональную скорости движения тела о, причем Р1 = со, где с —
некоторый коэффициент пропорциональности. Следовательно, аэроди-
намическое сопротивление тела, равное по величине импульсу, сообщае-
мому газовыми частицами в течение 1 сек., должно быть

Р рГср = с р ЛЬ*.	(95)

В общем случае, когда поверхность тела наклонена под углом а0
к направлению его движения, при столкновении с газовыми частицами
имеет место неупругий удар, при котором исчезает составляющая ско-
рости. нормальная к поверхности тела. Следовательно, сила давления
газа на тело, или, что то же, сопротивление тела должно быть

р/гз(пар51пар = р Го1 51П8я.	(96)

Изложенная гипотеза Ньютона, простая и удобная по своему мате-
матическому выражению, сохранилась и до настоящего времени. По-
этому в формулы для определения сопротивления трения и местных

У5
сопротивлений вводится величина кинетической энергии — 7 или

р — , поскольку р — —; сами же величины сопротивлений, как мы
видели, определяются как часть этой энергии, учитываемая коэффици-
ентом сопротивления трения или местного сопротивления.

Однако коэффициенты, подсчитанные теоретически на основании
гипотезы импульсов и определенные практически, в редких случаях
имеют близкие значения, когда речь идет о более или менее сложной
системе сопротивлений. Расхождение, например, при определении со-
противления движению тела в газовой среде объясняется тем, что
истинная картина натекания газа на твердое тело отличается от упро-
щенной схемы, описанной выше.

Прежде всего в газовой среде мы имеем дело не со свободными
частицами, не связанными друг с другом, а с непрерывным потоком,
в котором на движение каждой частицы газа оказывают сложное
влияние все соседние частицы. Вследствие этого сопротивление тела в
газовой среде нельзя рассматривать как простую сумму сопротивлений
отдельных элементов его поверхности, приходящих в столкновение со
свободными газовыми частицами. Форма всего тела, а не только по-
верхность, направленная против движения газового потока, играет
существенную роль в отношении сопротивления этой поверхности вслед-
ствие взаимного влияния траекторий движения всех газовых частиц
друг на друга. По теории же Ньютона, как мы видели, учитываются
только явления, происходящие с фронтальной стороны тела, на которое
натекают газы, и совершенно не учитываются побочные явления, воз-
никающие под влиянием общей формы этого тела.

Опыт показывает, что форма обтекаемого тела вследствие взаимо-
действия частиц сплошного газового потока существенно влияет на
характер сопротивления отдельных частей поверхности тела.

Соотношение величин сопротивлений давления и трения в суммар-
ном сопротивлении зависит от формы тела и положения его по отно-
шению к газовому потоку. Если плоская пластина встречает поток,
направленный перпендикулярно ее плоскости, то сопротивление давления
почти полностью равно общему сопротивлению; если же пластина
встречает поток, параллельный ее плоскости, то имеется исключительно
сопротивление трения.

В общей картине обтекания твердого тела газовым потоком замет-
ную роль играет так называемый пограничный слой Прандтля. Газ
непосредственно у поверхности твердого тела создает почти неподвиж-
ный, налипающий к твердому телу пограничный слой, толщина которого
А зависит от многих факторов: скорости и вязкости газа, степени ше-
роховатости поверхности тела и др.

Вследствие наличия пограничного слоя в непосредственной близо-
сти от поверхности твердого тела градиент скорости здесь имеет боль-
шее значение, чем в предыдущих слоях в направлении от тела в глубь
газового потока. Поэтому сила сдвига в пограничном слое, обусловли-
ваемая вязкостью газа и градиентом скорости в этом слое, имеет мак-
симальное значение по сравнению со всеми другими слоями движуще-
гося газового потока; следовательно, и сопротивление трения достигает
максимального значения в пограничном слое.

Определенное влияние оказывает пограничный слой я на величину
сопротивления давления. Дело в том, что при некоторых условиях в по-
граничном слое возникают обратные течения с большими вихреобразо-
ваниями, поглощающими энергию натекающего газа и, тем самым, из-
меняющими сопротивление давления.

Краткое описание механизма аэродинамического сопротивления
обтекаемого тела показывает сложность этого процесса. Можно лишь
утверждать, что в общем случае сопротивление тела в газовом потоке
зависит не только от формы и пространственного положения тела, но
также от его размеров, скорости перемещения газов и их вязкости, т. е.
от числа Рейнольдса. Это обстоятельство значительно усложняет изу-
чение сопротивления системы твердых тел, расположенных в движу-
щемся газовом потоке по сравнению с изучением сопротивления при
протекании газов в каналах.

Многочисленные исследования показывают, что в общем случае
сопротивление трения выражается двучленным уравнением

Д = ахо -|-	,	(97}

где а1 и аз—коэффициенты аэродинамического сопротивления систе-
мы твердых тел.

Первый член уравнения (97) выражает линейную зависимость
аэродинамического сопротивления от скорости газов, второй член —
квадратичную зависимость.

При чисто ламинарном движении газа имеет место только внутрен-
нее трение между его частицами, обусловливающее так называемую
молекулярную вязкость. В результате беспорядочного движения моле-
кул между отдельными газовыми слоями происходит обмен количест
вами движения, вызывающий внутреннее трение. Величина внутреннего
трения при ламинарном движении газа пропорциональна первой сте
пени скорости этого движения.

С переходом от ламинарного к турбулентному (вихревому) движе-
нию газового потока, кроме беспорядочного движения молекул, возни-
кает беспорядочное перемещение отдельных масс этого потока. Вслед-
ствие этого, кроме молекулярного внутреннего трения, возникает так
называемое турбулентное трение.

Обмен количеством движения между перемещающимися массами
создает силовые напряжения турбулентной вязкости, значительно пре-
восходящие напряжения от молекулярной вязкости. Величина сил тре-
ния от турбулентной вязкости пропорциональна второй степени средней
скорости движения газового потока. В реальных условиях в газовом
потоке существует одновременно трение как от молекулярной, так и от
турбулентной вязкости.

При больших значениях числа Рейнольдса и шероховатых поверх-
ностях степень турбулентности газового потока настолько возрастает,
что в равенстве (97) значение первого числа с линейной зависимостью
становится исчезающе малым по сравнению со значением второго члена
и общее сопротивление трепня получает квадратичную зависимость от
средней скорости газового потока. Наоборот, при очень малых значе-
ниях числа Рейнольдса и гладких поверхностях значение второго члена
в уравнении (97) может стать равным нулю, и общее сопротивление тре-
ния получает линейную зависимость от скорости газового потока. На
конец, может существовать такой режим движения газового потока,
когда первый член в равенстве (97) становится соизмеримым со вто-
рым членом, и общее сопротивление получает зависимость от средней
скорости газов в степени меньше двух.

Следовательно, в общем случае'

Д /7тр = аол,	(98)

где показатель степени п может иметь значения от 1 до 2.

Случай чисто ламинарного движения газов наблюдается, например,
при прохождении их через слой мелкого песка в песочных затворах
Рис. 162. Диф-
фузорный эф-
фект с отрывом
газового потока
от стенки

туннельных печей. В таком слое пути прохождения газов имеют на-
столько незначительные размеры поперечного сечения, что вихреобразо-
вания в потоке почти исчезают и устанавливается спокойное, струйча-
тое движение.

Если по пути движения газового потока скорость его уменьшается,
то в соответствии с уравнением Бернулли возрастает статическое давле-
ние за счет уменьшения динамического давления. Вследствие этого как
во всем потоке, так и в пограничном слое возникает избыточное давле-
ние, направленное против потока, которое приводит к увеличению тол-
щины пограничного слоя. В этом слое, где и без того имеется мини-
мальная скорость газовых частиц (равная нулю на са-
мой поверхности твердого тела), возникающее проти-
водавление может затормозить движение и даже при-
дать ему направление, противоположное по отноше-
нию к движению газового потока в целом (см. диаг-
рамму скоростей в правой части рис. 162). Возникаю-
щая подобным образом область обратного движения
быстро возрастает, расширяется и образуется по-
верхность раздела между этой областью и основным
потоком газов; за поверхностью раздела возникают
вихри, оттесняющие газовый поток и приводящие к
отрыву его от твердой поверхности.

Отметим здесь, что описанное выше явление, при
котором скорость газового потока постепенно сни-
жается по пути его движения и динамическое давле-
ние вследствие этого уменьшается, преобразовываясь
в статическое, называется диффузорным эффектом.
Противоположное явление, когда скорость газового
потока постепенно увеличивается по пути его движе-
ния (например, в суживающемся канале) и динами-
ческое давление увеличивается за счет снижения ста-
тического, называется конфузорным эффектом.

Поверхность раздела, свертывающаяся в вихри,
появляется не только при диффузорном эффекте, но
и при резких поворотах, внезапных сужениях сечения
и в других случаях, когда происходят так называемое искривление ли-
ний тока и появление центробежных сил, отрывающих газовый поток
от поверхности твердого тела.

Таким образом, вихреобразования являются основной причиной,
обусловливающей затрату энергии на преодоление сопротивлений по
пути движения газов как в каналах (включая местные сопротивления),
так и при обтекании твердых тел.

Таковы в кратком изложении физико-механические основы аэроди-
намических сопротивлений садки изделий и разнообразных местных
сопротивлений, встречающихся в печной системе. Правильное количест-
венное определение этих сопротивлений имеет решающее значение для
рациональной эксплуатации и повышения производительности туннель-
ных н кольцевых печей и сушил. Расчету аэродинамического сопротив-
ления садки посвящена специальная глава. Что касается расчета мест-
ных сопротивлений, то он производится общеизвестным методом
расчета вентиляционных сетей; в приложении 7 даются значения
коэффициентов местных сопротивлений, характерных для сушил и
печей.
4. Влияние газообмена на работу
сушил и ПЕЧЕЙ

В предыдущих разделах рассматривалась схема движения газов
в сушилах и печах под действием внутренних и внешних (по отношению
к газовому потоку) сил. Однако при этом не учитывался важнейший
фактор, влияющий на их работу, — газообмен с окружающей средой
вследствие значительного количества неплотностей.

Можно утверждать, что на большинстве сушил и печей керамиче-
ской промышленности возможность повышения производительности и
снижения расхода тепла ограничивается значительным газообменом
их с окружающей средой. Этому важнейшему обстоятельству, к сожа-
лению, не всегда еще придается должное значение, так как не всегда
имеется ясное, представление о количественной стороне газообмена и
его источниках. Многочисленные испытания показывают, например, что
в камерных сушилах системы Росстромпроекта газообмен с окружаю
шей средой, т. е. подсосы воздуха в камеры из цеховых помещений или
прорывы газов из камер в коридоры цеха, иногда достигает 50% от
объема газов, поступающих в камеры из центрального канала.

При работе сушильных камер под положительным давлением па
дымовых газах наличие неплотностей приводит к совершенно недопу-
стимым санитарным условиям работы в цехе. При работе на отри-
цательном давлении подсосы резко увеличивают неравномерность
сушки.

Основным источником газообмена камерных сушил с окружающей
средой служат неплотности дверей. При положительном давлении дере-
вянные двери простой конструкции пронизываются дымовыми газами
более повышенной температуры и влажности, чем наружный воздух,
и очень быстро выходят из строя; вследствие коробления дверей коли
чество неплотностей еще более возрастает и наличие дымовых газов
в цехе увеличивается.

Работа таких сушил под положительным давлением должна быть
категорически запрещена по санитарным условиям. Сушильные уста-
новки в настоящее время снабжены приточно-вытяжной системой венти-
ляции н, следовательно, в сушильных камерах можно поддерживать
всегда отрицательное давление при соответствующей регулировке произ-
водительности вентиляторов. Однако при наличии неплотностей подсо-
сы, как уже отмечалось, отрицательно влияют на равномерность сушки:
потоки холодного воздуха, проникающие в камеру через двери, лишают
горячие газы доступа к значительным по объему участкам сушильной
камеры, расположенным близ дверей.

Существует неправильное мнение, что равномерность сушки при
положительном давлении является результатом действия упругих сил,
возникающих при сжатии газов. Прежде всего при тех совершенно
незначительных давлениях, с которыми имеют дело в сушилах н печах
(два—три десятка леи вод. ст.), газы совершенно несжимаемы. Повы
шение равномерности сушки при переходе с отрицательного давления
на положительное является исключительно результатом устранения
подсосов холодного воздуха. Во избежание коробления деревянных
дверей нужно их снабжать легким металлическим каркасом из угловой
стали.

В туннельных сушилах также нужно соблюдать максимальную
плотность дверей. Особенно вредны подсосы с загрузочного конца, где
воздух усиленно омывает влажный сырец.
В конвейерных сушилах подсосы через неплотности являются при-
чиной коробления и треска изделий, весьма чувствительных к сосредо-
точенным воздушным струям (например, плиток).

Подсосы воздуха из окружающей среды во всех случаях ведут к
перерасходу тепла, так как паразитный воздух увеличивает потери с от-
ходящими газами. Кроме того, этот воздух загружает отсасывающие
вентиляторы, снижая, тем самым, производительность сушильной уста-
новки и повышая удельный расход электроэнергии.

Особо отрицательную роль играет газообмен с окружающей средой
в работе печей.

Газовый баланс туннельной печи системы Росстромпроекта длиной
105 м, обжигающей пустотелые камни, показывает, что из 11 тыс. «л?
воздуха, подаваемого ежечасно в зону остывания, к месту отбора на-
гретого воздуха доходит лишь 3000 щи3, а в зону взвара поступает
1350 нм3 в час. Одновременно с этим объем продуктов горения, обра-
зующихся в зоне взвара, возрастает с 2370 до 17 150 нл3 в час перед
дымососом.

Учитывая отсос горячего воздуха нз зоны остывания (1300 нм3 в
час) и рециркуляцию отработанных газов (1700 щи3 в час), можно
установить, что на 1460 нм3 газового топлива и воздуха, подаваемого
на его горение, в печь поступает 9700 нм3 воздуха и отсасывается
15 450 нм3 дымовых газов в час. Эти цифры дают представление о тех
огромных количествах паразитного воздуха, которые, если можно так
выразиться, перегружают печь как в тепловом, так и в аэродинамиче-
ском отношении.

Если не учитывать газообмен через торцовые двери туннельной
печи, то основным источником газообмена являются неплотности печ-
ного пода (7880 нм.3! час), песочные затворы, стыки боковых ножен и
футеровок. Это обстоятельство мы подчеркиваем здесь особо, так как в
дальнейшем будет показано влияние газообмена через печной под на
работу' туннельной печи. В рассматриваемой печи па каждый нормаль-
ный кубометр продуктов горения, покидающих зону обжига, через
неплотности пода в зоне подготовки подсасывается около 3,5 щи3 возду-
ха. Если же принять во внимание не только подсосы через под, но и
через все другие неплотности (двери, траншеи толкателя и др.), то из
зоны подготовки отсасывается 7,5 нм3 дымовых газов на каждый кубо-
метр продуктов горения, покидающих зону взвара. В этом отношении
работу этой печи нельзя считать нормальной, хотя опа и не вызывает
особых тревог у эксплуатационников. Но даже в печах, состояние кото-
рых считают хорошим, количество дымовых газов удваивается па пути
от зоны взвара до начала зоны подготовки.

Аналогичное положение наблюдается и в туннельных печах, обжи-
гающих фаянсовые изделия. Испытание в производственных условиях
печей одного из заводов строительного фаянса показало, что количество
газов, поступающих в зону подготовки из зоны обжига, не превышает
1500 нм3 в час; кроме того, в эту зону подается для создания воздуш-
ной завесы и рециркуляции еще 4200 щи3, т. е. всего 5700 нм3. В то
же время количество дымовых газов, отсасываемых из печи, достигает
16 000 нж3 в час. В печах одного из заводов облицовочных плиток коли-
чество подсасываемого воздуха в зоне подготовки составляет 4000 нм3
в час при общем количестве дымовых газов 7500 нм3.

Здесь следует оговориться, что приводимый показатель роста коли-
чества дымовых газов нельзя сопоставлять без учета конструкций печей
и главным образом их длины, однако этот показатель во всех случаях
свидетельствует о наличии значительных тяговых резервов, не исполь-
зуемых пока для увеличения производительности туннельных печей.
Не меныиий газообмен имеет место и в кольцевых печах, где в
отличие от туннельных печей источники подсосов расположены не внизу
обжигательного канала, а в его сводовой системе.

В печах многих систем, работающих с достаточно высокими съе
мами готовой продукции, количество воздуха, засасываемого через не-
плотности топливных трубочек, расположенных в сводовой системе по
всей длине обжигательного канала, равно количеству воздуха, поступа-
ющего в зону остывания через открытые ходки и используемого для
горения топлива в зоне взвара.

’ Таким образом, газообмен туннельных и кольцевых печей с окру-
жающей средой настолько значителен, что нельзя не считаться с ним
как с важнейшим фактором, влияющим на многие стороны работы
этих печей.

Легко доказать, что при наличии неплотностей печи, через которые
происходит газообмен с внешней средой, величина этого обмена зави-
сит исключительно от аэродинамического сопротивления садкн изделий,
заполняющих обжигательный канал.

Примем предварительно следующие два допущения. В туннельных
печах, работающих, как правило, с положительным давлением в одной
части обжигательного канала и с отрицательным давлением в другой,
газообмен в первом случае выражается в утечке воздуха и газов из
печи, а во втором случае — в подсосе наружного воздуха в печь. Хотя
характер газообмена (утечка или подсос) существенно влияет на ра-
боту печи, при рассмотрении вопроса о зависимости величины газо-
обмена от сопротивления садки изделий этим обстоятельством можно
пренебречь, учитывая только абсолютные значения перепада давлений
в печи и в окружающей среде.

Несмотря на то, что неплотности печной системы в реальных усло-
виях многочисленны, разнообразны и распределены неравномерно, мож-
но принять их условно сосредоточенными в одном месте в виде так на-
зываемого эквивалентного отверстия. Физический смысл понятия
«эквивалентное отверстие» заключается в том, что в расчет вводится
отверстие, имеющее такое аэродинамическое сопротивление, при кото-
ром в печь засасывается при средней величине разрежения такое же
количество воздуха, какое засасывается суммарно через все имеющиеся
неплотности.

При среднем значении разрежения в обжигательном канале печи
Д//(р .и.и вод. ст. мы можем написать равенство для потока воздуха,
поступающего через зону остывания,

.	Д = ас о; мм вод. ст.,	(99)

где ас — коэффициент аэродинамического сопротивления садки изделий
кг сек*

В ~ ”7— •
л'

рс— скорость воздуха (или газов) в живом сечении садкн изделий
в м!сек;

Ъс— длина участка обжигательного какала, заполненного издели-
ями, в м.

Для воздуха, подсасываемого через неплотности, при том же сред?
нем разрежении в печи имеем равенство

Д Н = а, о* мм вод. ст.,	(100)

где а,— коэффициент аэродинамического сопротивления эквивалент-
_ кг:сек*
ного отверстия в ——— ,

о, — скорость воздуха (или газов) в живом сечении эквивалентного
отверстия вм!сек.
Приравняв правые части уравнений (99) и (100) ввиду равенства
их левых частей, получим

ае^^с = а»^-	(101)

Заменяя скорости ус и оэ через соответствующие им объемы ^с
иО, и сечения Ес и Г,.получим

(102)

откуда

.. | /	.	(ЮЗ)

^с Ес I а»

Отношение —*• =5 назовем коэффициентом газообмена. Кроме

^с

того, примем, что для данной печи значения а, и Еа постоянны, по-

с

этому заменим постоянной величиной М». Тогда равенство (103)
примет вид

8=МаУ-^ ,	(104)

•	Ес

откуда следует, что коэффициент газообмена, т. е. отношение количест-
ва воздуха, засасываемого в обжигательный канал печи (или выбиваю-
щего из него), к количеству воздуха, подаваемого в зону остывания
организованно, при данном состоянии печи зависит только от аэродина-
мического сопротивления садки изделий, заполняющих обжигательный
канал, поскольку' это сопротивление определяется величинами ас, Ес и Ьс.

На это обстоятельство как на основной принцип и опирается ско-
ростной метод обжига кирпича в кольцевых печах, разработанный из-
вестным новатором-производственником П. А. Дувановым.

Метод уменьшения аэродинамического сопротивления садки изде-
лии с целью повышения производительности и снижения расхода топ-
лива следует распространить и на туннельные печи.

Ввиду ограниченных возможностей разрежения садки и увеличения
ее живого сечения по условиям устойчивости садки на передвигаемых
вагонетках следует отдавать предпочтение коротким туннельным печам
с большим поперечным сечением надвагонеточного пространства, по-
скольку в соответствии с равенством (104) при прочих равных условиях
аэродинамическое сопротивление садки изделий уменьшается прямо
пропорционально длине печного канала и обратно пропорционально
квадрату поперечного сечения (скорость газов в печи V — С) . Е, где
С)— секундное количество газов, протекающих в печи; Е—площадь
печного поперечного сечения канала).

В туннельных печах газообмен с окружающей средой происходит
через неплотности подовой системы. В горизонтально расположенном
канале туннельной печи с герметичным подом температуры под сводом
как в зонах положительного давления, так и в зонах отрицательного
давления были бы несколько выше температур на поду вследствие
естественного расслоения газового потока. При наличии же газообмена
через неплотности подовой системы в зонах положительного давления
вследствие утечки горячих газов через под температурный перепад по
высоте печи несколько уменьшается по сравнению с герметичным
подом; в зонах же с отрицательным давлением вследствие подсоса хо-
лодного воздуха из внешней среды температурный перепад возрастает.

Материалы, приведенные в настоящем разделе, свидетельствуют о
том, что газообмен сушил и в особенности печей с окружающей средой
существенно влияет на их работу как в отношении производительности,
так и расхода тепла. Влияние газообмена на распределение температур
по высоте печи предопределяет в конечном итоге фактический срок об-
жига и качество продукции. Вследствие этого аэродинамическое сопро-
тивление обжигательного канала печи является важнейшим фактором
ее нормальной работы.

Расчетам аэродинамического сопротивления садки посвящена спе-
циальная глава. Ниже приводим данные для определения газообмена
печи с окружающей средой через неплотности, встречающиеся в прак-
тических условиях.

5. Экспериментальные данные

а)	Газопроницаемость песочных затворов
ТУННЕЛЬНЫХ ПЕЧЕН

На основании многочисленных экспериментов с песками различных
месторождений были получены нижеследующие зависимости.

Количество воздуха, фильтрующегося через слой песка, определя-
ется по формуле

<2П = 4 — - Рв нма,‘час,	(105)

"п

где <2 п— количество воздуха, фильтрующегося в час, в нм3;

Гл— поверхность фильтрации песка в .ч2;

Н„ — высота слоя песка в ,и;

А Н— перепад давления по обе стороны от слоя песка в лбч вод. ст.-,
Лп — коэффициент фильтрации песка, т. е. количество воздуха в
нм3- проходящего в час через 1 ла поверхности слоя песка
высотой 1 .и при перепаде давления 1 мм вод. ст.

Рис. 163. Схема пе-
сочного затвора тун-
нельной печи

Обычная конструкция песочного затвора тун
нельных печен показана на рис. 163. На этом ри-
сунке проставлены размеры, которые имеют песоч-
ные затворы печи системы Росстрой проекта. Для
изучения газопроницаемости затвора указанной
конструкции и размеров испытывалась специаль-
ная модель, воспроизводившая в натуральную вели-
чину поперечное сечение затвора.

Как показали эксперименты, перемещение но-
жа вагонетки в слое песка пе создает дополнитель-
ного сопротивления, и общее сопротивление песоч-
ного затвора фильтрации газов определяется сум-
марной высотой засыпки песка по обе стороны от
ножа. Так, например, фильтрация газов через пе-
сочный затвор с глубиной засыпки песка 150 мм с
каждой стороны ножа равна фильтрации через слой

того же песка высотой 300 жж.

Отсутствие дополнительного сопротивления при обтекании ножа
объясняется тем, что газы протекают через слой песка ламннарно,
без каких-либо вихреобразований. .Происходит это ввиду чрезвычайно
малого значения числа Рейнольдса, определяющим размером в котором
в данном случае является средний диаметр свободных путей между
песчинками.

Расчеты с использованием экспериментальных данных настоящего
раздела показывают, что если песочные затворы действительно запол-
нены песком и находятся в исправном состоянии, то они являются впол-
не надежным уплотнением между полостью печи и внешней средой.

б)	Газообмен через щели

Стыки вагонеток и ножей песочных затворов в туннельных печах
представляют собой характерные щелевые неплотности. Такого же рода
неплотности имеются в местах установки шиберов и др.

Обширный экспериментальный материал по вопросу газообмена
через неплотности, полученный нами, для удобства пользования обрабо-
тан в виде графика. С этой целью разработаны номограммы для опреде-
ления количества воздуха, проходящего через щели при данном перепа-
де давления (приложение 8).

На рисунке на одном листе совмещены две номограммы — подсоб-
ная № 1 и основная № 2. По номограмме № 1 определяется коэффици-
ент аэродинамического сопротивления щели, а по номограмме № 2 —
количество воздуха, проходящего через погонный метр щели.

Рассмотрим пользование номограммой для случая щели длиной
1 л, глубиной 200 лл и шириной 40 лл. По номограмме № / такая щель
имеет коэффициент аэродинамического сопротивления, равный 0,145.
С этого значения коэффициента аэродинамического сопротивления
начинается построение по номограмме № 2 (см. пунктир от точ-
ки /). Следуя по горизонтали до линии перепада давления, напри-
мер 10 мм вод. ст. (точка 2), и поднимаясь затем вертикально до линии,
соответствующей заданной ширине щели 40 лл (точка 3), на правой
вертикальной шкале номограммы в точке 4 отсчитывают количество
воздуха, проходящего через погонный метр щели — в данном случае
1200 нм3!час. На нижней горизонтальной шкале номограммы № 2 по-
казаны скорости воздуха в щели; в пашем случае эта скорость равна
8,4 нм) сек.

Часовое количество воздуха и скорость воздуха в щели, получен-
ные по номограмме, отнесены к температуре 0°. Пои всех других тем-
273 4-/
пературах ( эти данные следует помножить на величину ———.

273

Здесь следует напомнить, что суммарный коэффициент аэродинами-
ческого сопротивления прямого канала складывается из частных коэф-
фициентов сопротивления входа в щель, выхода из нее и трепня внутри
самой щели. Если глубина щелн равна нулю, то суммарный коэффици-
ент будет равен коэффициенту сопротивления входа и выхода. По но-
мограмме № / можно определить раздельно коэффициент сопротивле-
ния трения внутри щели и коэффициент сопротивлений входа и выхода.
Так, например, выше мы нашли, что для щели шириной 40 лл и глуби-
ной 200 -ил (точка 2 на номограмме № /) суммарный коэффициент ра-
вен 0.145; если из точки 2 номограммы спуститься по линии «40 лл» до
осн ординат, то мы найдем, что при глубине щели, равной нулю, коэф-
фициент сопротивления входа и выхода равен 0,1025; следовательно,
коэффициент трения равен 0,0425. Такое раздельное определение коэф-
фициента сопротивления трения щели (без учета сопротивления входа
и выхода) нам понадобится в дальнейшем.
Коэффициенты сопротивлений входа и выхода (без учета сопротив-
ления трения) в зависимости от ширины щели показаны отдельно на
рис. 164. Значениями по графику иа этом рисунке можно пользоваться
для щелей, образуемых из листов малой толщины — металлических, фа-
нерных, асбошиферных и др. Так, например, ширине щели из тон-

Рис. 164. График для определения коэффициента аэроди
панического сопротивления тонких щелей

кого листа 20 мм соответствует коэффициент аэродинамического сопро
тивлеиия 0,145. Начиная со значения этого коэффициента, построение по
номограмме № 2 приложения 8 (см. точку / на первой вертикальной
шкале коэффициентов) мы можем определить количество воздуха, про

ходящего через тонкую щель при данном перепаде давления.

Номограммами № / и 2
можно пользоваться также
для определения коэффици-
ентов сопротивления ще-
лей неправильной формы
(с коленами и сужениями)

(рис. 165).

Суммарное сопротивле
ние прямой щели склады
вается из трех частных со-
противлений: сопротивления
входа в щель, сопротивле

Рис. 165. Различные типы шелевых неплотностей ПНЯ трения внутри щели И
,	сопротивления выхода из

нее. В щели с двумя или че-
тырьмя коленами возникают еще дополнительные местные сопротивле-
ния от наличия колен, а также увеличивается сопротивление трения в
соответствии с удлинением пути протекания воздуха через щели. Сле-
довательно, коэффициент аэродинамического сопротивления щели по-
стоянной ширины с внутренними коленами и с любой длиной пути про-
хождения воздуха равен коэффициенту аэродинамического сопротивле
ния прямой щели с глубиной, равной длине пути прохождения воздуха
в щели с коленами, плюс коэффициент аэродинамического сопротивле-
ния самих колен. Так, например, если щель с коленами имеет постоян-
ную ширину, равную 50 льм, и общую длину 200 мм, то ее коэффициент
аэродинамического сопротивления складывается из коэффициента для
прямой щели шириной 50 мм и глубиной 200 мм, равного 0.14 по номо-
грамме № / и дополнительного коэффициента аэродинамического со-
противления колеп.
Сопротивление щелей с коленами может быть значительно увели-
чено (для уменьшения газообмена при данном перепаде давления), ес-
ли изменять их ширину по пути движения газов, как это показано на
рис. 165. В этом случае, кроме дополнительного сопротивления колен,
возникает еще сопротивление от сужения сечения.

Ниже приведены коэффициенты дополнительных сопротивлений,
возникающих в щелях с внутренними коленами и сужениями путей. Ко-
эффициенты определялись нами для щелей, размеры которых указаны
на рис. 165. Пользоваться этими коэффициентами можно только в тех
случаях, когда по своей конфигурации и размерам щели достаточно близ-
ки к изученным нами.

Конфигурация щели	Коэффициент сопротивления
Два колена под прямым утлом		0.1
Четыре колена под прямым углом . 			0.4
Ширина входной щели в 1,5 раза превышает ширину вы-	0.2
ходной 		
Два сужения горизонтальных участков. Ширина входной	0,4
щели в 1,5 раза превышает ширину выходной		

Возвращаясь к описанным номограммам, укажем, что, когда речь
идет о щелях, имеющих внутренние колена и сужения пути, то ими мож-
но пользоваться и в этих случаях, соблюдая следующую последователь-
ность:

1)	по номограмме Аг 1 определяют коэффициент аэродинамическо-
го сопротивления прямого канала, эквивалентного по своей глубине об-
щей длине пути движения газов в рассматриваемой щели с коленами и
сужениями;

2)	полученный по номограмме № 1 коэффициент аэродинамическо-
го сопротивления суммируют с частными коэффициентами, приведен-
ными выше. Пользуясь суммарным коэффициентом аэродинамического
сопротивления, по номограмме № 2 определяют количество газов, про-
ходящих через щель с коленами и сужениями при данном перепаде дав-
ления.

в)	Газопроницаемость кладки

Газопроницаемость кладки влияет на характер температурного по-
ля и величину тепловых потерь через ограждающие поверхности сушил
и печей. Есть указание, что в печах при фильтрации газов, содержащих
значительное количество окиси углерода, может иметь место их катали-
тическое разложение, что приводит к разрушению кладки.

Ниже приводятся полученные исследованиями автора данные по
газопроницаемости кирпичей, засыпок и различных типов кладки.

Г азопроницаемость кирпичей. Испытанию подвергались кирпичи
огнеупорный (шамотный) полусухого прессования, силикатный, трепель-
ный. глиняный (красный) пластичного формования и полусухого прессо-
вания и термоизоляционный (трепел с древесными опилками).

По усредненным характеристикам многочисленных образцов, под-
вергавшихся испытанию, составлена таблица рекомендуемых для рас-
четных целей коэффициентов газопроницаемости различных видов кир-
пичей.
Таблица 27

Коэффициент газопроницаемости кирпича (Л нм'.м- мм вод. ст. час)

Наименование кирпича	Объемный вес в но хуш- нэ-сухом СОСГО4ННН  В К? А3	Абсолютна* влажность н %	Водол оглаше- ние в пасышеп- НОМ СОСГОЯН.1Н в % от аГсо- лютно сухого леса	Коэффици- ент гею- проница- емости
Глиняный (красный):	Г 1700			0,00055
пластического формования . .	1800	—	—	0,00043
	( 1900	0,35	13.6	0.00032
полусухого прессования ....	19С0	1,09 1.86	16.2	0.005
Силикатный		1800		15,2	0.00045
	Г 1800	—«	>—	0.006
Огнеупорный (шамотный)		| 1900	0.49	14,4	0.0033
	1 2900	—.	—	0,0015
Трепельный		1С6Э	1.1	50	0,0026
Термоизоляционный (трепел с дре- всснычп опилками) .			798	0.37	65,5	0,065

Газопроницаемость засыпок. Испытанию подвергались кварцевые
пески, шлак, трепельный порошок, котельная зола и шамот. Характери-
стики этих засыпок приводятся в табл. 28.

Испытания проводились при свободной засыпке, а затем при не-
котором ее уплотнении. Значения коэффициентов газопроницаемости, ре-
комендуемых для расчетных целей, приводятся в той же таблице.

Таблица 28

Коэффициент газопроницаемости засыпка (А нм' мг мм вод. ст. час)

Го^л эвсыикн	Абсолют- пая влаж- ность о %	Насыпной ОбЪСМНЫЙ 1вс в кг л?	Коэффици- ент га-эо- щкжица- емостк	Объемный нес после уплотнения в кг м*	Коэффициент газопроница- емо ?тн после уплотнения
Песок кварцевый		/ 0.8	1580	1.51	1710	0.99
Шлак:	1 0.6	1476	1,13	1590	0.745
мелкий 		8	88$	0.78	950	0,54
крупный 	  Шамот:	6	5:58	12	-	—
мелкий ...	• . .	0,5	1123	1.83	1230	1.05
крупник .			3.2	1076	12,1		—
Зола котельная ...	—	507	0.345	650	0,265
Трепел в порошке .	. .	3	695	0.181	915  1	0,14

Газопроницаемость различных типов кирпичной кладки. Газопро-
ницаемость кладки изучалась при ее толщине от 120 (‘/2 кирпича) до
640 леи (27а кирпича). Кладка выполнялась на цементном, глиняном и
глиноизвестковом растворах, «пустошовкой», со швом «в подрезку» и с
«расшивкой швов». Для кладки использовали обыкновенный строитель-
ный кирпич полнотелый и пустотелый стандартных размеров, камни
полуторной и двойной толщины, а также кирпич огнеупорный, силикат-
ный, трепельный и термоизоляционный. Специальные испытания были
проведены с покрытием всей кладки и только швов ее жидким стеклом
как уплотняющей обмазкой.

Анализ экспериментальных данных показывает, что в большинстве
случаев газопроницаемость материала кладки ничтожна по сравнению
с газопроницаемостью швов. Так, например, стена толщиной 250 л.и,
выложенная как монолит из красного кирпича пластического формова-
ния, имеет максимальную удельную газопроницаемость, равную
0,0022 нм3/м2 час мм вод. ст.\ газопроницаемость той же стены со шва-
ми возрастает более чем в 500 раз и составляет 1,22 нм3!мг час хм вод.
ст. Только при кладке из термоизоляционного кирпича, имеющего газо-
проницаемость в 180 раз большую, чем красный кирпич, влияние швов
на общую газопроницаемость становится соизмеримым с влиянием ма-
териала кладки, превышая его по удельной газопроницаемости в 7 раз.

Опыты показывают, что газопроницаемость кладки почти пропор-
циональна общей протяженности швов; поэтому целесообразно выкла-
дывать стену из блоков, а не из стандартного кирпича.

Газопроницаемость швов зависит от типа кладки: наибольшую не-
плотность имеет «пустошовка», затем шов «в подрезку» и наимень-
шую—тпов с «расшивкой». Газопроницаемость швов зависит также от
формы кирпича; при правильной форме кирпича и точных его размерах
раствор плотнее заполняет швы, что уменьшает коэффициент газопро-
ницаемости.

Газопроницаемость вертикальных швов значительно больше, чем
горизонтальных, так как они хуже заполняются раствором.

Для снижения газопроницаемости кладки целесообразно применять
штукатурку толщиной хотя бы 10 мм или покрытие швов жидким стек-
лом или другой уплотняющей обмазкой.

Если кладку вести с тщательным заполнением вертикальных птвов
раствором, то газопроницаемость меняется обратно пропорционально
толщине стены. При рядовой кладке, когда внутренние кирпичи уклады-
вают без заполнения вертикальных швов, стена, папример в 2*/а кирпи-
ча имеет такую же газопроницаемость, как стена в 1 кирпич, так как
общая толщина заполненных раствором вертикальных швов одинакова
в обоих случаях.

Резюмируя изложенное, можно утверждать, что наименьшей газо-
проницаемостью будет обладать кладка из двойных керамических бло-
ков или покрытая слоем штукатурки толщиной 10 мм. или выполненная
с расшивкой швов и покрытием их уплотняющей обмазкой. При этом
кладка должна выполняться с тщательным заполнением раствором вер-
тикальных швов по всей ее толще.

В результате обработки обширного экспериментального материала
составлена таблица значений удельной газопроницаемости различных
типов кладки применительно к печам н сушилам керамической промыш-
ленности (табл. 29).

К этой таблице необходимо дать некоторые пояснения. Кладка из
красного кирпича пластического формования испытывалась нами при
толщинах от ‘/а ДО 2'/г кирпича, все остальные — при толщине только в
1 кирпич. При необходимости опенки газопроницаемости стен более
толстых, чем указано в таблице, приведенные в ней значения можно из-
менять с достаточной для практических целей точностью обратно про-
порционально толщине. Так, например, огнеупорная кладка в 1 кирпич
имеет удельную газопроницаемость при швах «в подрезку» 0.46 нм31м*
час мм вод. ст. Для кладки в \}/2 кирпича можно брать значение
0,46: 1.5 = 0,31, а для кладки в '/г кирпича—значение 0,46-2-0,92 нм3/м2
час мм вод. ст.
Удельная газопроницаемость кирпичной кладки
(С)уЯ нм’ м1 час мм вод. ст.)

Н«ипен»ва1гне клахкк  	г	МТГ Я ЮТС!.'» смнЮ г ц1	Удельная гатоаронииаемоен. 0				
		характер швов			штукатур- ив ГО.ПЦХ- НОЙ 10 М.М	расшитые швы с по-  крытием ж я гк и м стеклом
		пусто- шовка	п под- резку	с рас- шивкой		
Из обыкновенного глиняного кир-	120	2.4	1,37	0,98	0,42	0,82
пича пластического формования	230	1,22	0,64	0,56	0,325	0,48
	380	1	0,52	0.46	0,196	—
	520	—	0,58	—	—	——
Рядовая с заполнением вертикал ь-	1 523	—	0,38	0.32	—	—
пых швов раствором	1 610	—	1,03	0,26	—	——
Из обыкновенного (глиняного) кирпича полусухого прессования	250	1,1	0.58	0,325	0,207	0,27
Из полуторных керамических бло- ков с 29 отверстиями 10X25 мм (пустотность 23%)	  Из двойных керамических блоков с 7 щелями 8X15 м.м (пустотность 27%)		250	0,9	0,48	0,415	0,26	-	
	250	0,85	0,41	0,35	0.235		
Из силикатного кирпича		250	—	0,5	0,43	0,23	—
Из огнеупорного (шамотного) кир- пича:  на огнеупорной глине		250	__	0,46	0,39	0,3	—-
выложенная насухо		250	145	—		—	—
Из трепельного кирпича		250	—	1.3	0,73	0,32	—
Из термоизоляционного кирпича (трепел с древесными опилками) . •	250	—	1.9	1,07	0,37	—

В таблице нет указания, на каком растворе выложена кладка, за
исключением кладки из огнеупорного кирпича. Наблюдения показыва-
ют, что газопроницаемость швов почти не зависит от раствора. Если
швы. выполненные на глине, иногда показывают повышенную газопро-
ницаемость, то это объясняется появлением трещин при быстром высы-
хании. Этим обстоятельством можно вообще пренебречь, тем более в
тех случаях, когда швы «расшиваются», покрываются уплотняющей об-
мазкой или вся кладка оштукатуривается.
Глава шестая

Аэродинамическое сопротивление
садки изделий

1.	Экспериментальные данные

а)	Каналы прямоугольного сечения

Садка многих керамических изделий образует в печах систему про-
дольных и поперечных каналов прямоугольного сечения различных раз-
меров. При капсельном обжиге любых керамических изделий, если кап-
сели имеют форму прямоугольного параллелепипеда, садка их также
образует систему прямоугольных каналов. Наконец, садку подобного же
вида применяют при бескапсельном обжиге облицовочных плиток и пли-
ток для полов.

Сопротивление трения сплошных каналов прямоугольного сечения
приведенным диаметром от 25 до 250 мм, выложенных из стандартного
кирпича и керамических блоков без раствора, определяется равенством

АЯтр — ао’7.мм вод. ст.,	(106)

где V — скорость воздуха в канале в м/сек-.

I.	— длина канала в м;

а — опытный коэффициент.

Если в равенстве (106) принять о=1 м/сек, 1=1 .и, то получим
А Ятр = а. Следовательно, величина а выражает собой удельное сопро-
тивление трения, т. е. сопротивление погонного метра канала при ско-
рости воздуха, равной 1 м/сек. Эта величина, имеющая размерность

может быть названа коэффициентом аэродинамического сопротивления.

На основании многочисленных экспериментальных дапных постро-
ен показанный на рис. 166 график зависимости коэффициента во (при
температуре 0°) от приведенного диаметра канала д мм. Эта зависи-

1

0.025а1'5

мость имеет вид а0 =

если д выражается в мм. .и

0,00127
а° “

(107)

если д выражается в м.
Рис. 166 График для определения коэффициента а0 кир-
пичных каналов в зависимости от их приведенного диа-

метра

Рис. 167. Различные тины перекрытий каналов

а — редкое перекрытие сверху и снизу; б — плотное перекрытие сверху и снизу;
э — плотное перекрытие со всех сторон; г—плотное перекрытие канала из керами
ясских камией: д — редкое перекрытие канале иа керамически* камней
Значение удельного сопротивления трення а( при температуре I*
может быть определено по формуле

а, = 7,6аор,.	(108)

Возвращаясь к равенству (106), можно определить сопротивление
трения канала при температуре О’:

0,00127^

Д /7тр=---м.м вод. ст.,	(109)

или при температуре Г:

р? а.

/7_„ = а. о? Д — 0,00965  -..— Ьмм вод. ст.	(110)

тр <	•	'	*

б)	Каналы с решетчатыми ограждающими
поверхностями

В подавляющем большинстве случаев садка изделий в печах состо
нт из каналов, имеющих не сплошные, а решетчатые, т. е. прерываю
щиеся, ограждающие поверхности (рис. 167).

Однорядные и двухрядные каналы могут иметь решетчатые пере-
крытия только сверху и снизу. Со всех четырех сторон решетчатые ог-
раждающие поверхности могут иметь каналы, выкладываемые по вы-
соте из трех и более рядов изделий, уложенных на ребро.

Для определения коэффициента аэродинамического сопротивления
канала с решетчатыми ограждающими поверхностями следует исходить
из значения коэффициента для капала со сплошными ограждающими
поверхностями с тем же приведенным диаметром, увеличивая его зна-
чение в соответствии с коэффициентами, приводимыми в табл. 30.

Таблица 30

Коэффициент К для подсчета сопротивления решетчатых каналов

Типы кака.тои	Решетка ил полно, гелых кирпичей или камней		Решетка из пусто- телых кирпичей иля камней	
	релкая	плотин я	редкан	плотная
С решетчатым перекрытием: с одной стороны . 			1,175	1,075	1.45	1.275
с двух противоположных сторон . . .	1,35	1.15	1.7	1,55
с двух примыкающих сторон .	...	1,35	1.15	1.7	1.55
с трёх сторон	  .	1,7	1,45	2,15	1.8
с четырех сторон ....	1.9	1.6	2.4	2

Для однотипности решения практических задач целесообразно рост
сопротивления при решетчатом перекрытии из пустотелых кирпичей и
камней также относить к каналу со сплошными ограждающими поверх-
ностями, пользуясь при этом графиком на рис. 166 и данными табл. 30.

Если различные стороны капала имеют решетку различной плот-
ности. то можно пользоваться значениями, средними между коэффици-
ентами для плотной и редкой решеток.
в)	Аэродинамические сопротивления
разрывов САДКИ

В садке изделии оставляют разрывы, вызывающие местные аэроди
намические сопротивления. Разрывы могут быть полные и неполные
Полными разрывы называются в тех случаях, когда они охватывают
все поперечное сечение садки, например разрывы между садкой смеж
ных вагонеток в туннельных печах. Неполные разрывы, т. е. разрывы не
по всей высоте печи, встречаются в туннельных печах в виде поперечных

Рис. 168. График для определения коэф-
фициента ор, в зависимости от живого
сетспия садки и ширины разрыва в ней

I — живое сечение 25%; 2 — 30%; 2 — 35%

каналов в садке на вагонетках

Местное сопротивление при
наличии разрыва в садке возни
кает вследствие внезапного рас-
ширения сечения на пути движе
ния воздуха при выходе из садки
в полость разрыва и последующе-
го сужения сечения при входе
воздуха из полости разрыва в
садку. Сопротивление разрыва в
садке при прочих равных услови-
ях зависит от величины живого
сечения садки, а также от шири-
ны самих разрывов.

На основании многочислен
ных экспериментальных данных
построены кривые (рис. 168),
которыми следует пользоваться
при определении сопротивления

разрывов садки па вагонетках в туннельных печах в зависимости от
ширины разрывов и живого сечения самой садки (без учета боковых и
верхних зазоров между садкой и ограждающими поверхностями печного
канала). По экспериментальным данным коэффициент аэродинамиче-
ского сопротивления каждого такого разрыва можно брать равным
Ор, - 0,115 независимо от типа и живого сечения садки.

Коэффициент аэродинамического сопротивления разрывов выража-
ет собой величину местного сопротивления в миллиметрах вод. ст. (или
в килограммах на 1 м2).

При температурах, отличных от нуля, коэффициент аэродинамиче-
ского сопротивления будет

а₽ = 7>ЧЛ ’

(111)

где р, и ц, —плотность и скорость воздуха при данной темпера-
туре.

Подсчитанное таким образом сопротивление относится к одному
разрыву. Сопротивление садки принято относить к погонному метру дли-
ны обжигательного канала печи, причем сопротивление тела садки сум-
мируется с сопротивлением разрывов. Поэтому необходимо и сопротив-
ление каждого разрыва пересчитывать на погонный метр печного кана-
ла. Так, например, если разрывы повторяются через каждые 2 м. то на
погонный метр печи нужно относить только половину сопротивления од-
ного разрыва.
2.	Общая методика расчета
АЭРОДИНАМИЧЕСКОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ САДКИ

Пользуясь экспериментальными коэффициентами аэродинамическо-
го сопротивления отдельных элементов, по нижеследующей методике
можно рассчитать общее сопротивление всей садки в целом.

Пусть садка изделий простейшей формы образует сплошные гори-
зонтальные каналы, имеющие различные приведенные диаметры. Груп-
пируя все каналы по приведенным диаметрам, можно установить, что

Ге = п1Г1 + лаГ,+ --+л^Я1.	(Н2)

где	— общая площадь живого сечения садки в л»5;

ль л2  пт— количество каналов с одинаковым приведенным
диаметром;

Г2... /ГЯ| —живое сечение каналов с одинаковым приведенным

диаметром в м3.

Пусть по замеру аэродинамическое сопротивление садки в целом
равно А Нс мм вод.'ст. при длине садки 1 ж. Следовательно,

А//с = ас^,

где ас — искомый коэффициент аэродинамического сопротивления сад
ки в целом в кг сек3/м*’,

ос — средняя скорость воздуха в живом сечении садки в м/сек.

Воздух, протекающий через садку, проходит по всем каналам этой
садки, как по параллельным путям. Следовательно, при протекании воз-
духа через любой канал садки на преодоление сопротивления расходует-
ся одно и то же давление, равное в нашем случае А/7С ,«,ч вод. ст. при
длине садки 1 .и, или А Н~ А Нс : Д мм вод. ст. па каждый погонный
метр канала любой длины.

Поэтому .можно написать следующую систему равенств

А Н = в| V3;

А Н = а2 V-;

(113)

А// = а,„сА,
ГЛ ГП '

где а\, аг,-.ат частные коэффициенты аэродинамического сопро
тивления групп каналов садки, имеющих одинако-
вый приведенный диаметр;

о3... от — скорости протекания воздуха через каналы с раз-

личными приведенными диаметрами в м/сек, когда
средняя скорость воздуха в живом сечении садки
равна 1 м!сек.

Из системы равенств (113) вытекает:

д/7 = а,о? = а2^ = --=ат^.	(114)

Если принять среднюю скорость воздуха в живом сечении садки в
целом, равной I м/сек, то по равенствам (ИЗ) и (114) получим

Д/7с = ас1 или =	(И5)
Следовательно, по равенствам (114) и (115) имеем

ос = р, — аао| — • • • - а^2„

(П6)

В данном случае V], у2, .... ут выражают собой скорости в м/сек в
каналах с различными приведенными диаметрами, когда средняя ско-
рость воздуха в живом сечении садки в целом равна 1 м/сек. Легко ус-
тановить, что

»1~

(И7)

В случае, когда =1 м/сек,

Аналогично можно установить:

а при с>е = 1 м/сек

(118)

(Н9)

(120)

При средней скорости воздуха в живом сечении садкн в целом, рав-
ной ос = 1 м/сек, общее секундное количество протекающего воздуха
будет

<?«« - Л’с = Л м3 сек.	(121)

С другой стороны, общий секундный расход воздуха будет равен
сумме частных расходов через все каналы садки, т. е.

<?сск = о1пхЕ1 4- с3пгЕ3 4-Н отп„Ет м3 сек.	(122)

Заменяя частные скорости воздуха в каналах через их значения по
равенствам (120) и (121), получим

<?с« = п3Е3 I /	+ п,Ел V ^ + - - • + ПпЕт А,/	.	(123)

>01	> в«	> а

Тогда, имея в виду равенство (121), получим

Р< = «1Л у + п3Е3 у	4- • • • + пягЕ„ у ,	(124)

или, после преобразований,

^ = /аГ/-5^-4- —-'Х-Н-----------Ь Пт!^ V (125)

\>^«1 к а,	1ап I

откуда искомый коэффициент аэродинамического сопротивления садки
в целом равен:

Здесь следует отметить одно обстоятельство. При определении аэро-
динамического сопротивления на моделях для вывода расчетных коэф-
фициентов живое сечение садки всегда подсчитывается методом <вы-
броса», т. е. из поперечного сечения модели выбрасывают площади,
занятые в этом сечении изделиями. Пользуясь таким методом, к живому
сечению садки относим не только сечения каналов, ио и зазоры между
соседними изделиями. В то же время при определении сопротивления
садки расчетным путем группируем однотипные каналы и подсчитываем
их суммарное живое сечение без учета неизбежных зазоров между из-
делиями. В результате расчетный коэффициент сопротивления должен
получаться несколько меньшим, чем экспериментальный. Кроме того,
при расчете пренебрегают некоторой неточностью укладки изделий,
всегда имеющейся при экспериментировании, что также уменьшает
значение расчетного коэффициента аэродинамического сопротивления
по сравнению с экспериментальным.

Поэтому для сопоставимости расчетных и опытных результатов сле-
дует вводить в формулу (126) поправочный коэффициент и пользовать-
ся равенством

(127)

Поскольку при садке любого типа легко сгруппировать каналы по
приведенным диаметрам, а для каждого приведенного диаметра изве-
стен частный коэффициент аэродинамического сопротивления, аналити-

ческий расчет сопротивления садки
трудностей.

Для каждой группы каналов

в целом не представляет никаких

отношение величины -=- к сумме
» 0

этих величин для всей садки (т. е. к

т Пр

величине ~ .г-	) определяет ту

I 1 а

часть общего количества воздуха, которая проходит ч^рез эту группу
каналов. Иначе говоря, пользуясь изложенным методом, можно расчет-
ным путем выявить, как распределяется протекающий через садку
воздушный поток по каналам с различными приведенными диаметрами.

Определение аэродинамического сопротивления садки и выявление
картины распределения воздушного потока по сечению се является
целью аэродинамического расчета садки.

з.	Примеры расчета аэродинамического
сопротивления садки туннельных печей

а)	Садка бескудниковского керамического (
КОМБИНАТА

В туннельной печи Бескудниковского керамического комбината об-
жигались керамические камни, равные по внешним размерам двойному
стандартному кирпичу, с семью сквозными щелями, размером 15Х
х 77 леи каждый. Заводская садка камней на печную вагонетку пока-
зана на рис. 169.

Испытания садки проводились па модели, поперечное сечение кото-
рой равно поперечному сечению печи Бескудниковского комбината. Ко-
эффициепт аэродинамического сопротивления оказался равным 0,07.

Расчет сопротивления садки приводится в табл. 31. В данном слу-
чае по характеру садки можно не вводить поправки на прерывистое пе-
рекрытие боковых и подсводовых зазоров. Для всех каналов в самой
садке принимаем коэффициент при плотной решетке из щелевых кам-
ней с двух противоположных сторон, равный 1,55, за исключением кана-
лов, расположенных на

Рис. 169. Садка камней на Бескудниковском ком
бинате

поду вагонетки, которые
имеют решетку только с
одной стороны, их коэф
финиент равен 1,275.

Все каналы внутри
садки, за исключением
малых каналов (40Х
Х120 .н.к) в двенадцатом
ряду, требуют поправки
в связи с тем, что их бо-

ковые поверхности выло-
жены из щелевых блоков.
С учетом процентного со-
отношения боковых по-

верхностей из щелевых камней и гладких горизонтальных поверхностей
принимаем коэффициенты 1,67 для каналов 60Х 120 .«.и, 1,8 для каналов
60X240 м.ч и 1,35 для боковых зазоров.

В расчетной таблице каналы первых четырех групп расположены в
самой садке, каналы пятой группы представляют собой щели камней,
уложенных поперек печного канала, остальных трех групп — зазоры
между садкой и стенами и сводом печи.

Расчетный коэффициент аэродинамического сопротивления садки
без учета сопротивления разрывов будет равен

Таблица 31

Расчетная таблица для определения садки Бескудниковского
комбината (первоначальный вариант)

М группы к»иа- | топ (рис. 199) . 		Размеры канадок  Й М-М	Кол и честно кана лов п	Площадь сечения одного киназз Г в л*’	Суммарная площадь сечснич каналон ПР н Л*	Приведенный диаметр канала с! в мм	Коэффициент аэродинамического сопротивления а0	о.	пР	Распрсхсхснис газов по группам каналов в %
	60Х120 60x240 60x240 40X120 15X77  1350X140 1000X100  250X150	7  14  7  4  151  2  1  2	0,0072  0,0144  0,0144  0,0048  0,00115  0,189  0,1  0,0375	0,0504  0,202  0,101  0.192  0,177  0,378  0,1  0,075	80  96  96  60  25  230  180  190	0,056-1,67 1,55 0,045-1,8 -1.55 0.045 1.8-1,275 0,085-1.55  0,32  0,01Ы,35 0,0175 0.0158	0,38  0,354  0,32  0,364  0,565  0,12  0.132  0.126	0,133 0,57  0,315 0,53  0,313 3,15  0.76 0.595	2.1  8.9 5  8.3  5  49,2  12  9,5
2				1.28				6,37	100
По длине вагонетки в 2 м на каждый погонный метр приходится
один разрыв шириной 100 .и,и. Кроме того, следует учесть разрыв шири-
ной 500 мм между садкой двух смежных вагонеток, или 0,5 разрыва
на 1 пог. м садки. По рис. 168 выбираем сопротивление разрывов при
живом сечении садки 30%. Тогда окончательное значение расчетного
коэффициента аэродинамического сопротивления будет

ас = 0,049 + 0,01125 + 0,5 • 0,0145 = 0,0675,

Рис. 170. Вариант улучшенной садки
на Бескудниковском комбинате

т. е. на 3,5% меньше экспериментального значения.

Как видно из графы 10 расчет-
ной таблицы, через зазоры вокруг
садки (группы каналов 6, 7 и о)
протекает 70% всего воздуха и толь-
ко 30% протекает по каналам вну-
три садки.

Не имея возможности уменьшить
ширину боковых зазоров, так как
это потребовало бы полной перефу-
теровки всех печных вагонеток, ре-
шили увеличить размеры внутрен-
них каналов садки. Кроме того, было
решено отказаться от разрывов ши-
риной 100 мм в самой садке в про-
дольном разрезе, поскольку эти
разрывы, судя по предыдущему рас-
чету, увеличивают сопротивление
почти на 20%.

Один из вариантов такой улучшенной садки показан на рис. 170.
Коэффициент аэродинамического сопротивления садки по эксперимен-
тальным данным оказался равным 0,0235. В расчетной табл. 32, состав-
ленной для данной садки, каналы последних трех групп относятся к за-
зорам вокруг садки, шестой группы — к щелям самих камней. Однако в

Таблица 32

Расчетная таблица для определения а^ садки Бескудниковского
керамического комбината (улучшенный вариант)

№ группи каналий (рис. 170)	Размеры давнего типа каиз- лив в мм	Количест- во ОДНО- ТИПНЫХ каналов л	Г1 лошадь сечениа одного  Р п ле	Суммарна* площадь сечение сдиоткк- нмх кана- лов пР в м*	Прицелен- ный диа- метр кана- ла в	Коэффици- ент аэроди- намичес- кого соп- ротиплення	к?	ПР
	960x150	1	0,144	0,144	260	0,01	0,1	1,44
2	600X150	2	0,09	0.18	240	0,011	0,105	1.72
3	240X150	2	0,036	0,072	185	0,0165	0,128	0,56
4	120X75	4	0,009	0,036	92	0,046	0.211	0,168
5	120X100	2	0,012	0,024	109	0,036	0.19	0,126
6	120X50	4	0,006	0,(!24	70	0,07	0.265	0,091
7	120X30	12	0,0036	0.0432	48	0,137	0,37	0.117
8	77X15	126	0,00115	0,145	25	0,32	0,57	0,255
9	1350X150	2	0,203	0,406	270	0,0095	0,097	4,2
10	1100X100	1	0.11	0,11	183	0,0165	0,128	0,86
11	200X180	2	0,036	0,072	190	0,0158	0,126	0,575
2				1,256				10,112
шестую группу включены не все 245 щелей, насчитываемые в пепереч-
ном сечении садки, а лишь 126, так как только 18 камней (отмечены на
рис. 170 точками) уложено с зазорами по длине вагонетки, и их щели
образуют сквозные каналы, по которым протекает воздух.

Ввиду того, что все каналы улучшенной садки имеют сплошные пе-
рекрытия, поправка к коэффициентам аэродинамического сопротивле-
ния па наличие решеток нс вводится. Не вводится поправка также на
наличие в каналах ограждающих поверхностей, выложенных из щеле-
вых камней, так как для уменьшения сопротивления каналов в садке все
качни уложены таким образом, чтобы они не были обращены в полость
каналов своими щелями.

ас

= 0,0185.

Как уже указывалось, в улучшенном варианте садки в отличие от
заводского варианта не предусматриваются разрывы в самой садке.
Ширина разрыва между садкой смежных вагонеток сохраняется равной
500 мм.

Следовательно, полное значение коэффициента аэродинамического
сопротивления с учетом сопротивления разрыва будет

ас - 0,185 + 0,00725 - 0,02575.

Расчетный коэффициент превышает экспериментальный на 9,5%.

В улучшенном варианте количество воздуха, протекающего по ка-
налам в теле садки, увеличилось до 43,4%, в то время как при старой
садке оно составляло только 30%.

б)	САД*<А Кучинского керамического комбината

В цехе облицовочных плиток Кучинского керамического комбината
садка капселей на печную вагонетку имела вид, показанный на рис. 171.
На каждую вагонетку укладывалось 96 капселей, из них 88 капселей с
плитками (58 шт. в каждом капселе) и 8 капселей с фасонными деталя-
ми. Площадь свободного пространства вокруг садки (боковые и подсво-
ловые зазоры) составила 0,452 .и2, в то время как площадь живого сече-

Рис. 171. Садка капселей с плитками иа Кучинском керамическом комбинате
пил внутри салки — всего 0,2 м2. Последняя площадь определялась дву-
мя сплошными, узкими вертикальными каналами, перекрытыми верхним
рядом капселей. В дополнение к тому, что конструкция садки была со
вершенно неудачной, выполнялась она небрежно. Капсели ставились в
столбы неточно, ширина каналов между столбами колебалась от 60 до
140 мм. Ширина боковых каналов была от 30 до 120 мм. Межвагонеточ-
ные разрывы по ширине колебались от 100 до 250 мл. Практически по-
довой канализации не существовало, так как капальчики всегда были
забиты боем плиток и капселей. Неаккуратное выполнение садки в зна
чнтельной мере объяснялось плохим состоянием футеровки вагонеток и
плохим качеством самих капселей (большими колебаниями их разме
ров).

В табл. 33 показан расчет аэродинамического сопротивления садки,
принятой на заводе, произведенный А. Т. Гельманом.

Таблица 33

Расчетная таблица для определения а, капсельной садки
облицовочных плиток

№ группы кана- лов (рис. 171)	Размеры на на. юн в мм	и ногЯн •1Я (И)1.»ьтх>х	Площадь сечения одного канала Е вл‘	Суммарная  1Г.ИПЦЗХИ сечения кана лея пЕ и л*	Приведенный «иаметр каннл* «. а в хи	Коеффашсект аэродинамического сопротивлении	У~.	-г'  Г -	Распределение зазов пи группам каналов в %  . -
1  2  3 4 й  6	140X65  85X65 1000Х 100 1000X100  300X200  955X100	2 2  2 2  2 1	0,0091 0,00552  0,1  0.1 0,06  0.132	0,0182 0,01104 0,2  0,2  0.12 0,132	88,8  73,8  182  182  240  184	0,0481 1,45  0,0634-1,15  0,0163  0,0163  0,0108  0,0159	0,264  0,27  0,127  0,127  0,104  0,126	0,069 0,041 1,576 1.576 1,153  1,048	1,25 0,75  28,85 28,85 21,15 19,15
				0,68124				5,463	100

По данным таблицы, коэффициент аэродинамического сопротивле-
ния садки без учета сопротивления боковых зазоров равен

ав-	=	_ о о187.

I « лР \	5,463	/

I Ё —7= I

\ т V “о /

Живое сечение садки, включая площадь вредных пространств меж
ду садкой и ограждающими поверхностями печи, составляет 35,8% от
сечения печного канала, равного 1,902 мг. Определяем сопротивление
разрывов 'по длине садки.

По графику рис. 161 для разрыва шириной 200 мм и живого сече-
ния садки = 35% ар -0,01125. Один такой разрыв приходится на каж-
дые 1,85 м печного капала, следовательно, на 1 пог. м канала следует
учесть

а200 = 0>,°*1г25 = 0,00609.

1,85

Аналогично находим сопротивление разрывов шириной 80 мм (пять
разрывов на 1,85 м длины печного канала):

„ _ 0,0112-5 _пгЛгЛ
. л—'—' — 0,0303,
1,85
Аэродинамическое сопротивление садки с учетом сопротивления
•разрывов составит

ас = ас + а200 + а(0 = 0,0187 + 0,00609 + 0,0303 = 0,0551 .

Анализируя полученные результаты, видим, что принятая на заводе
«садка имеет совершенно неудовлетворительные показатели: из общего
количества газов 69,15% протекает через зазоры между капселями и
ограждающими поверхностями печи и только 30,85% газов омывают
внутреннюю часть садки. Поэтому было принято решение коренным об
разом изменить садку капселей и с этой целью были разработаны мно-
гочисленные варианты, три из которых показаны на рис. 172. Аэродина-

Рас. 172. Варианты улучшенной садки Кучинского керамического комбината
- 282 —
мические характеристики этих вариантов, полученные расчетом, анало-
гичным приведенному выше, показаны в сводной табл. 34.

Для окончательной оценки трех вариантов новой садки нужно
учесть также емкость вагонетки или, что то же, пропускную способность
печи при неизменном сроке обжига для каждого варианта. При завод-
ской садке, как уже отмечалось, на вагонетке размещали 96 капселей
(100%); при I варианте новой садки емкость вагонетки увеличилась
до 106 капселей (111%), при II варианте — до 109 капселей (114%) и
при III варианте — до 122 капселей (127%).

Таблица 34

Сводная таблица аэродинамических характеристик различных
вариантов капсельной садки облицовочных плиток

Аэродинамические характеристики	Заводская садка	Варианты опытных печных сахок		
		1	1 «		III
Раснределе1гне газон в % по: каналам в теле садкн 		30.85	63,87	57,79	45,62
зазорам между садкой н ограж- дающими поверхностями пе- чи 			69,15	36,13	42.21	54,38
Коэффициент:  аэродинамического сопротивле- ния садкн 		0,0551	0,0458	0,048	0,0552
учитывающий соотношение жи- вого сечения садки и вред- ных зазоров 		0,665	0.45	0,49	0,55

Таким образом, улучшение распределения газовых потоков по се-
чению печи не только не сопровождалось уменьшение*! ее производи-
гельносги, но даже обусловило возможность некоторого повышения
производительности за счет уплотнения садки.

На том же заводе расчет аэродинамического сопротивления садки
был использован при разработке проблемы бескапсельного обжига фа-
янсовых облицовочных плиток и плиток для полов. Для бескапсельного
обжига бисквитных фаянсовых плиток при садке без этажерок были
разработаны различные варианты садки, один из которых показан на
рис. 173. В теле садки предусмотрено значительное живое сечение, об-
разуемое в основном одним большим вертикальным каналом в нижней
половине садки. Свободные пространства между садкой и ограждающи-
ми поверхностями печи сведены до минимума. С этой целью под сводом
печи стопки плиток уложены с уступами. По длине вагонетки преду-
смотрены два больших разрыва — один на стыке двух вагонеток, вто-
рой — посередине садки, причем последний разрыв неполный. Оба раз-
рыва (и полный, и неполный) должны служить камерными топками для
горения газа в зоне обжига. Плитки защищены от прямого действия
огня сплошными керамическими досками.

Ниже приводится расчет аэродинамического сопротивления описан
ного варианта садки (табл. 35).

Как видно из последней графы таблицы, распределение газов по
каналам поперечного сечения садки удовлетворительное.
Таблица 35-

Расчетная таблица для определения а„ бескапсельноп безэтажерочнои
садки облицовочных плиток

Группы каиа.тов (рис. 1*3)	Размеры К1Н1.1ОВ н мм		полмнсстом кепи- ЛОВ п	Площадь сечения одного капала  К в м*	2 М г 5 ч "1^ ьг е  И1  Оз в	Приведенный дна* метр канала Л в мм	Коэффици- ент аэро- динамиче- ского соп- ротивления «•		н Р  «V	Распределение га- зов по группам каналов Ь %
1	205X760		1	0,1558	0,1558	322,7	0,06693	0.0833	1,87	56	1 57 2
2	10X180		16	0,0036	0,0288	19.5	0.459	0,678	0,0425	1,2 | Ь7’2
3	70х 1250		2	0,084	0.168	127,3	0,0277	0,1667	0,008	30,23 | лэ 8
4	55X1460		1	0,0803	0,0803	106	0.03655	0.1913	0,42	12,57 | 42’К
				Гс=0.4329					3,3405	

Коэффициент аэродинамического сопротивления садки без учета
сопротивления разрывов по длине вагонетки равен

М0Л329	|43

с 3.3405

Рис. 173. Садка плиток при бескапсельном обжиге па Кучинском керамическом
комбинате

Живое сечение садки, включая и площадь вредных зазоров, состав-
ляет

-0,4329 - 100= 22,8%.

1.902

Тогда сопротивление одного разрыва шириной 220 .и.н по рис. 173
составит 0,0188, или на 1 пог. м печного канала

^.0188-2 _ 0,01283,

210	1.85

где 1,85 — длина вагонетки.
Коэффициент аэродинамического сопротивления садки, включая со-
противление разрывов,

ас = ае +	- 0,0143 4- 0,01283 = 0,02713 .

Живое сечение садки без площади зазоров в дашном случае равно:

Ге = 4329 -°'248А- 100 = 11,15»/0.

1,902 — 0,2483

Тогда приведенный коэффициент сопротивления садки составит

апр = 0,02713	= 2,175.

пр	\ 11,15/

Нормальная плотность бескапсельной садкн условно принята
3250 шт/м\ Плотность рассматриваемой садки (включая объем, зани-
маемый огнеупорными деталями муфеля в пересчете на плитки) равна:

15 124

1,851,902

= 4 300 шт{м3.

Приведенные примеры вычисления аэродинамических сопротивле-
ний садок иллюстрируют широкие возможности, которые содержит в
себе расчетная методика для анализа работы печей и определения меро-
приятий по более эффективному их использованию.
I ЛАВА СЕДЬМАЯ

Анализ и расчеты

ПО 1-а- ДИАГРАММЕ

1.	/^-ДИАГРАММА ВЛАЖНОГО ВОЗДУХА

Различные расчеты по процессам сушки, связанные с изменением
параметров газовой среды, легко и наглядно производятся графическим
методом по так называемой /-(/-диаграмме, впервые опубликованной в
СССР Л. К. Рамзиным (1918 г.).

Как показывает само название диаграммы, ее основными координа-
тами являются теплосодержание, или энтальпия, / и влагосодержание д.
Кроме этих параметров, диаграмма связывает между собой еще темпе-
ратуру I и коэффициент относительной влажности ? воздуха, а также
парциальное давление водяных паров /7В.П, содержащихся в нем.

В приложениях 9, 10 и II приведены три /-(/-диаграммы. Первая
диаграмма охватывает область температур до 200° и влагосодержаний
до 160 г/кг, что вполне достаточно для расчетов, связанных с сушкой
керамических изделий в сушилах и зонах подготовки в печах. Вторая
диаграмма охватывает область температур до 450° и третья — область
высоких температур и влагосодержаний. применительно к сушильным
барабанам для сушки сырья.

/-(/-диаграммы построены по точным формулам параметров возду-
ха и водяного пара на 1 кг сухого воздуха при среднегодовом баромет-
рическом давлении в центральных областях СССР (Москва), равном
745 мм рт. ст.

/-(/-диаграммы построены в косоугольной системе координат
с углом между осями, равным для низких температур 135° и 120° для
высоких.

На рис. 174 выделены линии постоянных влагосодержаний (г/=
= сопз1), расположенные эквидистантно (па равных друг от друга рас-
стояниях), параллельно оси ординат и под углом 135‘ (или 120°) к оси
абсцисс. При таком построении шкала влагосодержаний должна была
бы расположиться на наклонной оси абсцисс, как это показано пункти
ром на рис. 174,а, соответствующей значению / = 0. Однако для удобст-
ва пользования диаграммой значения (! нанесены на вспомогательную
горизонтальную ось, замыкающую снизу /-/(-диаграмму. Все точки, рав-
ноотстоящие от оси ординат, имеют одинаковое влагосодержание, зна-
чение которого отсчитывается на вспомогательной горизонтальной оси
по вертикали (</=сопз1).

Рис. 174. Семейства линий /-«/-диаграммы

СП Н МН

Так, например, точкам А и Б соответствует йА	г/кг сухого

воздуха. Здесь влагосодержание отнесено к 1 кг сухого воздуха, содер
жащегося во влажном воздухе, поскольку /-^-диаграмма построена имен-
но в такой размерности. При пересчете влагосодержания на 1 кг влаж-
ного воздуха необходимо полученное по диаграмме значение <1 разде-
лить на величину 1+0,001 (1.

На рис. 174, б показаны эквидистантные линии постоянного тепло-
содержания (адиабаты), расположенные параллельно оси абсцисс под
углом 135° (или 120") к оси ординат.

Все точки, лежащие на одной и той же линии (/ = соп5(), имеют оди-
наковое теплосодержание, значение которого показано цифрами в обоих
концах этой линии. Так, например, точкам .4 и Б соответствует теплосо-
держание /д — //,= 15 ккал/кг сухого воздуха, точке В — вдвое большее
теплосодержание, чем предыдущим точкам: /л —2/Л —2//=30 ккал/кг
сухого воздуха.
Если найденное по диаграмме значение теплосодержания нужно
пересчитать на 1 кг влажного воздуха, то необходимо это значение раз-
делить на величину 1+0,001 (/, где «/• влагосодержание, соответствую-
щее той же точке, для которой определяется теплосодержание.

На рис. 174, в выделена третья группа липин —изотермы, т. е. ли-
нии постоянных температур (/=соп§1). Эти линии являются почти пря-
мыми, а угол наклона их к оси абсцисс возрастает с повышением тем-
пературы. Такой характер расположения изотерм объясняется следую-
щим. Теплосодержание влажного воздуха равно:

/а=гСв/ + ~1М)0 *п'

Если считать теплоемкость сухого воздуха (Св ) и теплосодержа-
ние водяного пара («„) постоянными величинами, то при эквидистантном
расположении линий /=соп51, как это принято при построении диаграм-
мы, температурные линки расположились бы также параллельно. По-
скольку /-(/-диаграмма построена по точным зависимостям с учетом
влияния температуры и давления на теплоемкость и теплосодержание,
то линии изотерм приобрели различные углы наклона, увеличивающие-
ся с ростом температуры, с небольшим отклонением от прямолиней-
ности.

На рис. 174,г выделен расходящийся веером пучок кривых коэф-
фициентов относительной влажности (р =соп§1) в пределах от 5 до
100%. Эти кривые построены по точкам с различными влагосодержани-
ямп, соответствующими различным изотермам при одном и том же
коэффициенте относительной влажности. Кривая у 100% является
замыкающей кривой насыщенного состояния влажного воздуха; при пе-
реходе по линии <? = 100% от данной температуры к температуре более
низкой происходит снижение влагосодержания воздуха, сопровождаю-
щееся конденсацией водяных паров, содержащихся в нем.

Линии р =сопз1 на /-«/-диаграммах Всесоюзного теплотехнического
института имени Ф. Э. Дзержинского по достижении температуры кипе-
ния воды при данном барометрическом давлении (например, 99,4° при
давлении 745 мм рт. ст.) приобретают резкий перелом и идут вверх с
небольшим отклонением влево от вертикали. Такой перелом линий о
происходит потому, что при температуре кипения парциальное давление
насыщенных водяных паров принимается равным барометрическому
давлению и постоянным при дальнейшем повышении температуры.
В связи с этим влагосодержание становится также постоянной величи-
ной, определяемой объемным весом водяного пара. Поскольку объемный
вес пара имеет некоторую зависимость от температуры, линии <? при-
обретают в соответствии с этим незначительный наклон влево от вер-
тикали.

Описанный характер изменения линий © =сопз! оспаривается
И. В. Кречетовым, справедливо указывающим на то обстоятельство, что
ист оснований считать парциальное давление насыщенных водяных па-
ров при температуре кипения, равным атмосферному давлению. Такое
ограничение является неправильным. Поэтому И. В. Кречетов предла-
гает линии р строить без излома на изотерме кипения, монотонно про-
ходящими по всему полю /-«/-диаграммы, как это показано пунктирной
линией на рис. 174, г.

Следует отмстить, что реальная область в /-(/-диаграмме
ограничивается линией р =100%, точки любого состояния влаж-
кого воздуха лежат выше этой линии, а на самой линии
располагаются точки полного насыщения (<?— 100%). С прилагаемой
/-«/•диаграммой для низких температур территориально совмещена вспо
могательпая диаграмма для определения парциального давления водя-
ных паров во влажном воздухе. Как известно, это давление зависит
только от влагосодержания и не зависит от температуры воздуха при
данном значении барометрического давления. Поэтому величина пар-
циального давления водяного пара для любой точки /-«/-диаграммы, на-
пример точки О (рис. 174, <Э), определяется влагосодержанием этой точ-
ки, которому в данном случае соответствует значение с/ в точке Б на
шкале влагосодержаний. Искомую величину в миллиметрах рт. ст. в не-
котором масштабе дает отрезок АБ вертикали, проведенной из точки О,
заключающийся между горизонтальной вспомогательной осью влагосо-
держаний (точка Б) и кривой парциальных давлений (точка Д). Шкала
парциальных давлений нанесена с правой стороны диаграммы.

Гак, например, для определения парциального давления водяных
паров влажного воздуха в точке О (рис. 174, <?) нужно спуститься из
этой точки по вертикали до точки А па кривой парциальных давлений и,
следуя дальше по горизонтали, отсчитать соответствующую величину на
шкале. В данном примере парциальное давление равно 53 леи рт. ст., что
соответствует влагосодержанию около48г/кг сухого воздуха. Парциаль-
ное давление сухого воздуха, содержащегося во влажном воздухе с па-
раметрами точки О, р'авпо 692 мм рт. ст., поскольку общее (барометри-
ческое) давление в /-«/-диаграмме принято равным 745 мм рт. ст-

В /-«/-диаграммах, разработанных сушильной лабораторией ВТИ
имени Ф. Э. Дзержинского, нанесены еще линии, постоянного предела
охлаждения влажного воздуха. Этими линиями на практике пользуются
при применении /-«/-диаграммы вместо психрометрических таблиц. Этот
случай применения /-«/-диаграммы будет разобран в дальнейшем.

Уже отмечалось, что /-«/-диаграммы построены для барометрическо-
го давления 745 мм рт. ст. При изменении барометрического давления
диаграмма изменится следующим образом. С уменьшением давления
весь пучок линий <р =соп$1 переместится вниз, сохраняя взаимное рас-
положение. При повышении давления эти линии, наоборот, переместят-
ся вверх, также при неизменном взаимном расположении. Если при
изменившемся барометрическом давлении сохранить расположение ли-
ний <р = сопзГ, то следует помнить, что значения г меняются пропорци-
онально давлению. Так. например, линия ==100% ПРИ давлении
745 .и,и рт. ст. имеет значение 50% при вдвое меньшем барометрическом
давлении (372,5 ж.и рт. ст.). Однако на практике встречающиеся коле-
бания барометрического давления в печах и сушилах столь незначи-
тельны (не более 2%), что вносить поправку в "/-«/-диаграмму нет необ-
ходимости.

Весовое теплосодержание влажного воздуха не зависит от давления
и остается постоянной величиной при изменении последнего при данной
температуре и влагосодержаний.

/-«/-диаграмма для топочных газов отличается от диаграмм для
воздуха только вследствие различных теплоемкостей сухой массы. По-
этому, если оставить неизменным расположение линий / = соп$1, то при
дымовых газах должно несколько измениться расположение линий
/ = сопз(: изотермы расположатся несколько выше, так как теплоемкость
дымовых газов больше теплоемкости воздуха. Однако разница между
теплоемкостями настолько ничтожна (доли процента), что ею можно
пренебречь.

]9 К. А. Нохратян

— 2Я9 —
Для лучшего уяснения конструкции /-(/-диаграммы рассмотрим не-
сколько примеров пользования сю.

Пример 1 Воздух имеет температуру /=60“ и влагосадержлнае </=26 г/кг сухого
воздуха. Этому состоянию воздуха соответствует точка А на рис. 175 с коэффицжеп
том относительной влажности т =20%. Определить по ! 4 диаграмме .V” 1 остальные
параметры воздуха.

Для определения теплосодержания проводим через точку А линию. параллельную
линиям /=сопз1 (под утлом 135“ к вертикали), до пересечения с осью ординат в точ-
ке 5, где отсчитываем /=30,7 ккал/кг сухого воздуха. Проведя теперь вертикаль через
точку А до пересечения с линией парциальных давлений водяного пара в точке В.
определяем это давление //в.п—29,5 мм рт. ст. Давление сухого воздуха равно 745—
—29,5= 715.5 мм рт. ст.

Пример 2. Как изменится теплосодержание воздуха с температурой /=60“ и вла-
госодержанием </=26 г/кг сухого воздуха, если его нагреть дополнительно до темпера-
туры /<=95“, при постоянном влагосодержанин.

Заданному начальному состоянию воздуха соответствует точка А на рис. 175

Конечное состояние воздуха будет определяться точкой Г, расположенной на
изотерме Г!=95“ и линии постоянного влагосодержании, проходящую через точку А
(</=</; =26 г/кг сухого воздуха): Следовательно, теплосодержание воздуха после подо-
грева его в калорифере будет равно 39,4 ккал /кг сухого воздуха.

Этот пример показывает, что процесс подогрева воздуха (без изменения его вла-
госодержания) в !-4 диаграмме изображается отрезками линий, расположенных па-
раллельно линиям </=сопз1, что и отмечено па диаграмме № 1 стрелкой с надписью
«Подогрев».

Пример 3. Воздух с теми же начальными параметрами, что и в предыдущих при-
мерах, повышает свое влагосодержание до </2=34.1 к/кг сухого воздуха за счет испа-
ряющейся воды. Как изменятся при этом остальные его параметры?

Эту задачу мы решим исходя из условий теоретического процесса испарения, т. е.
без тепловых потерь. При пагревапии влаги в условиях постоянного давления, если
пренебречь тепловыми потерями, имеет место изобарно-адиабатический процесс. Нагре-
тый воздух отдает влаге часть своего тепла, за счет которого она испаряется. Образо-
вавшиеся водяные пары диффундируют в воздух полностью, возвращая с собой в виде
скрытой теплоты парообразования и явной теп.Тоты нагрева то количество тепла, ко-
торое было получено от воздуха. Таким образом, теплосодержание воздуха остается
неизменным. Наличие ряда тепловых потерь при практическом процессе сушки, о ко-
торых подробно будет изложено в дальнейшем, отклоняет реальный (политропический)
процесс от адкабатиче.ского.

Итак, при теоретическом процессе испарения воды повышение влагосодержания
воздуха в условиях рассматриваемого примера будет протекать по линии /=сопзГ.
проходящей через точку А и конечное влагосодержание 43 будет определяться точкой Д
(</2=34,1).

В соответствии с этим конечная температура снизится до /2=40“, определяемой
изотермой, проходящей через точку Д, а парциальное давление водяных пароа достиг-
нет 38,5 .м.« рт. ст. (в соответствий с построением по ломаной линии ДЕЖ)

Пример 4. Что произойдет с влагосодсржанисм рассматриваемого нами воздуха,
если его температуру снизить до /,=30“ в процессе теоретического испарения
воды?

Продолжая увеличивать влагосодержание воздуха в условиях предыдущего при-
мера, мы можем довести его до полного насыщения, определяемою точкой 3 на линии
<р =100%. Этой точке соответствует температура 34°. Дальнейшее испарение злаги
прекратится и влагосодержание воздуха достигнет своего максимального значения
36,2 г/кг сухого воздуха.

Если такой воздух продолжать охлаждать до заданной нам температуры /,=30°,
то начнется конденсация части поглощенной влаги и конечное состояние воздуха бу-
дет определяться точкой И, лежащей, как точка 3. на линии ?-100%.

Конечное влагосодержание охлажденного воздуха снизится до </,= 27,8 г/кг су-
хого воздуха, теплосодержание составит /8=24 ккал/кг сухого воздуха, парциальное
давление водяных паров составит //а=31,5 мм рт. ст.

Количество сконденсировавшихся водяных паров определится в масштабе влаго-
содержаний отрезком ЛК, а именно Л </—8,4 г/кг сухого воздуха.
[им не-

г сухого
и мен-

тальные

слитую
г а точ-
ль через
Точке В,

745—

' и вла-
темпера -

'нг 175.
кой на
точку А
и подо-

сго вла-
ых па-
ям исью

тих при-
ет испа-

ши, т. е.

я, если
. Нагре-
Образо-
I в виде
ш, ко-
ютается
я. о ко-
тческнй)

чтжания
—СОТ181,
иной Д

МЯСМОН

дос гиг-

юз духа,
взрепич

тго при-
а линии
• влаги
падения

Рис. 175. Расчет по /-«/-диаграмме

— 29/ —

6-30е,
уха бу-

'кг су-
альнос

мага-

19»
2.	Определение расхода воздуха

И ТЕПЛА НА СУШКУ

а) А НАЛИТИЧЕСКИЙ МЕТОД РАСЧЕТА

Теоретический процесс сушки

Процесс сушки называется теоретическим в том случае, когда теп-
ло подогретого воздуха тратится исключительно на испарение влаги и
существует только потеря тепла с отработанным воздухом; остальные
теплопотери, практически имеющиеся (подогрев сухой массы материала
и остаточной влаги, потери в окружающую среду и др.), нс учи-
тываются.

При теоретическом процессе сушки совершается переход явной теп-
лоты воздуха в скрытую теплоту парообразования испаряющейся влаги.
Образовавшиеся водяные пары поглощаются воздухом и вместе с ним
покидают сушило.

Состояние воздуха как теплоносителя и влагопоглотителя в любой
стадии процесса сушки характеризуется следующими параметрами: тем-
пературой /, теплосодержанием /. влагосодержанисм г/, коэффициентом
относительной влажности ? и парциальным давлением водяных паров
. Общее давление мы всегда будем принимать равным атмосфер-
ному, так как небольшие отклонения от него, имеющие место в суши-
лах, нс оказывают никакого влияния на процесс испарения влаги. Усло-
вимся обозначения параметров снабжать нижним индексом 0 для хо-
лодного (наружного) воздуха, индексом 1 для подогретого воздуха
(поступающего в сушило) и индексом 2 для отработанного воздуха
(покидающего сушило).

Проследим за изменением параметров воздуха при его подогреве
до поступления в сушило и в процессе омывания сушимого материала.

Воздух с параметрами /0, /0 и </0 проходит через источник тепла, где
его температура повышается до 6, а теплосодержание до Если подо-
грев воздуха происходит через поверхность нагрева (калорифер), то
весовое количество влаги на 1 кг сухого воздуха не изменяется (ё/0=</)).
Если же воздух нагревается путем, смешения с горячими дымовыми га-
зами, то обычно влагосодержание повышается (</|></0).

Рассмотрим случай применения калорифера, когда При од-
ном и том же влагосодержаний с повышением температуры воздуха
быстро возрастает потенциальная возможность поглощения новых коли-
честв влаги воздухом, стремящимся в пределе к полному насыщению.
Иначе говоря, с повышением температуры воздуха уменьшается его
коэффициент относительной влажности, как это видно по /-^-таблице.
Так, например, при </=10 г/кг и / = 15° воздух находится в насыщенном
состоянии ( о = 100%), в то время как при том же влагосодержаний
(</| = </0=Ю г/кг), но при температуре подогрева = 70°, коэффициент
относительной влажности равен всего лишь ®1=5%.

Внутри сушила воздух постепенно охлаждается вследствие перехо-
да физического тепла его в скрытую теплоту парообразования, в резуль-
тате чего снижается температура (/2<Л). Водяные пары возвращают
поглощенное ими тепло воздуху, поэтому теплосодержание воздуха ос-
тается неизменным (/1 = /0=сопв1).

Таким образом, здесь имеется адиабатический процесс тепло-
обмена при одновременном массообмене (<7г>4|). При </1=</0 имеет
место равенство с?2—<Л=</2—</о.
(128)

нужно за-

Следовательно, для испарения 1 кг влаги необходимо затратить
сухого воздуха (б4 0 г/кг сухого воздуха) в количестве

/ -- 1000 _ 1000

4, — 4о — 4|

Атмосферного же воздуха (с влагосодержанием г/о>0)
тратить несколько больше, а именно

/0 = /(1 + 0,001 г/0)	1000	>

4*— +>

поскольку I кг сухого воздуха содержится в 1+0,001 <10 кг атмосферно-
го воздуха.

Из термодинамики влажного воздуха известно, что

а, = —,	(1зо)

где Н— парциальное давление водяных паров в воздухе, покидаю
щем сушило при температуре /2, выраженное в тех же еди-
ницах, что и барометрическое давление Ь.

Согласно определению,

?»“-^-или Я =?2Я ,

где Н. — парциальное давление водяных паров в насыщенном воздухе
при температуре /2.

Подставляя в равенство (128) значение </2 по уравнению (130),
получим для случая б/|>=0.

йме я в виду, что

(=1,6

ь

’гг

Следовательно, расход воздуха при постоянных начальных пара-
метрах повышается с уменьшением парциального давления водяных
паров в отработанном воздухе (т. е. влагосодержания этого воздуха) и
с уменьшением его коэффициента относительной влажности. Отсюда
следует, что расход воздуха повышается с повышением температуры, с
которой он покидает сушило, так'как при теоретическом процессе теп
ло и массообмсна ^2 =/(<Рз)- Меньшее практическое значение, чем ука-
занные зависимости, имеет зависимость расхода воздуха от барометри-
ческого давления: расход воздуха возрастает с повышением давления.

Расход тепла на сушку можно определить двумя путями.

Если удельный расход воздуха составляет / кг на 1 кг влаги, то
расход тепла па нагревание в калорифере такого количества воздуха
составит:

= ((Л— /о) ккал/кг.

или

<74 =	— /о) ккал !кг,

где Св.„ —теплоемкость влажного воздуха на I кг содержащегося в
пем сухого воздуха.
Так как 0.24+0,00047 да, то

дк = I (0,24 4- 0,0О0474о) (/» — (0) ккал кг.	(131)

С другой стороны, при теоретическом процессе сушки 1^—1 \., сле-
довательно, расход тепла на сушку должен быть равен:

д — 1(1 ъ — /0) ккал/кг,
или с учетом явного тепла испаряющейся влаги:

д = I (/5 — /0) — т ккал)кг,	(132)

где т — температура влаги, равная начальной температуре сушимого
материала.

Так как дк и д выражают один и тот же расход тепла, то должно
быть равенство

НЛ-/о) = /(/з-4)--.	(133)

Теплосодержание воздуха зависит от его температуры и влажности
С другой стороны, как уже отмечалось, при теоретическом процессе
сушки и Ь находятся в функциональной зависимости и не могут
быть выбраны произвольно, иначе равенство (131) не будет соблюдено.

Следовательно, задаваясь температурой отходящего воздуха /2. мы
должны выбрать строго определенное?», при котором удовлетворяется
условие /а=/: = соп5(, а следовательно, /(/1—/») = 1(1-1—/0)—т. Это по-
ложение поясним пиже на конкретном примере.

Проанализруем равенство //2=//|. Подставив значения /2 и Л в это
равенство, получим

I (С. /, + 0,001й2	= /(С„ /, + 0,ООН, у,

где Св —весовая теплоемкость сухого воздуха в ккал/кг град;

1п • 4 —теплосодержание водяного пара при температурах Л и 6
в ккал/кг.

Вычтя из обеих частей последнего равенства величину
0,001 1д1	, получим

1С 12 + 0,001/4/. I — 0,001 Ц I =

-/Св Г, + 0,0011П — 0,00Ш] ,

После преобразований будем иметь

0,001//П| (д.3 - </,) —1СВ ( Г, - /2) + 0,001	- у.

Согласно уравнению (128)

1 _	1000

откуда

1(дг —	1000, а 0,001/(с/2 — </,) = 1.

Подставляя это равенство в предыдущее уравнение, получим

[С. (/,-<,) +0,00! а,

откуда

/ = ----------------------------.

с.(^-'.) + °'™М'п.-Ч)
Подставим (/1=4/0 и выразим уменьшение теплосодержания пара
(«, —1„ ) при изменении температуры через

	С.(/|-/,) = 0,47(/1-/2).
Тогда	/ = 			.  с, (6 - <«) 4- 0.00047Й,, (Г, - Г,)
или	1 —					%  (Св + 0.00047^) (/> - /8)	<1 - /,) ’

Следовательно, удельный расход воздуха определяется двумя ус-
ловиями:

	ц / _	1000	•  Лг-аи '  2) 1 ~— , -г,)

т. е. количество воздуха, затрачиваемого на испаряемый в сушиле 1 кг
влаги, во-первых, должно быть достаточным для того, чтобы при охлаж-
дении от температуры поступления в сушило /( до температуры выхода
из него /2 освободить тепло в количестве, необходимом для испарения
этой влаги, а во-вторых, достаточным для того, чтобы полностью погло-
тить образующиеся водяные пары.

Таким образом, аналитический расчет сушила сводится к совмест-
ному решению следующих трех уравнений:

	,1000	1000	,	.,_.ч  *) 1~ А . = А . «/*»;	(134)  «л — «ц	а*  2)	<7 = 1 (/, — /0) — т ккал кг-	(135)  3)	д ~/(0,24 + 0,00047— (0) ккал'кг.	(136)

Практический процесс сушки

При практическом процессе сушки в отличие от теоретического име-
ются следующие тепловые потери

1)	на прогрев сухой массы сырца и остаточной влаги;

2)	па прогрев транспортного оборудования и приспособлений (рам,
вагонеток, транспортеров и др.);

3)	в окружающую среду через ограждающие поверхности;

4)	через неплотности сушила;

5)	на прогрев сушильной камеры периодического действия и ее
деталей (рельсы, шпалы и др ).

В некоторых конструкциях сушил предварительно подогретый воз-
дух подвергается дополнительному подогреву в процессе сушкп. В этом
случае имеет место приток некоторого количества тепла, кроме тепла,
сообщенного воздуху в калорифере вне сушила.

Обозначим сумму всех тепловых потерь, отнесенных к 1 кг испарен
ной влаги, через I <7, а тепло, дополнительно сообщенное воздуху внут-
ри сушила, через <7жоп . При теоретическом процессе сушки ”9 = 0 и

= 0, поэтому /| = /г, т. е. процесс сушки протекает адиабатически.
При практическом процессе, если I <7>*7доп • т<-1 /а<Л; если же
Е 9<<7Д«„, то /г>/ь или в общем случае:

— Л ~Ь ч •

Для определения удельных расходов воздуха и тепла при практи-
ческом процессе сушки необходимо решить совместно следующие три
уравнения:

.. ,	1000

1)	I =-------кг кг;

2)	ч = 1(19— !•) — ’ + 2 <7 — (?10П ккал/кг;

3)	<7* = /(0,24 + 0,00047^X7, — (0) ккал!кг.

Кроме потерь 2 ч, имеющих место в рабочем пространстве сушила,
следует учесть потери тепла вне процесса сушки, например потери в
каналах, подводящих горячий воздух от источника тепла. Поскольку за-
даваемая температура 1\ всегда относится к моменту поступления воз-
духа в рабочее пространство сушила, эти потери нс оказывают влияния
на использование воздуха в процессе сушки и должны учитываться как
падение температуры воздуха на пути его транспорта.

Если потери тепла при транспорте нагретого воздуха составляют
<7К„П на 1 кг испаренной в сушиле влаги при расходе в килограммах
воздуха на то же количество влаги, то температура этого воздуха у ис-
точника тепла должна быть равна:

(137)

- I +

_______?К»||	__

I (0.24+0,00047^) ’

(138)

где I — температура воздуха при поступлении в рабочее пространство
сушила;

г/о — влагосодержание наружного воздуха при поступлении его в
калорифер.

Пример аналитического расчета удельных расходов тепла и воздуха.
Определить расходы тепла и воздуха па 1 кг влаги при нижеследующих условиях
сушки:

температура наружного воздуха Гв=+20е;

степень насыщения наружного воздуха у» =60%;

барометрическое давление 6=745 ч.ч рт. ст.;

температура воздуха после калорифера (|=110°;

температура отработанного воздуха в среднем за весь процесс сушки /г=40\
начальная температура сырца / — +20°;

тепловые потери в сушиле, отнесенные к I кг влаги 2 <?=160 ккал;

дополнительное тепло, сообщенное воздуху внутри сушила, отнесенное к 1 кг
влаги, ч ЯО|, =50 ккал.

При заданном значении ц и +, по / г/ таблице находим влагосодержание на-
ружного воздуха г/с = 8,91 г/кг и его теплосодержание /п—10,19 ккал/кг. Примем ориен-
тировочно ^=80%. В этом случае при /г—40° будем иметь но /-«/-таблице <4=
=39,35 г/кг и 1« 33.78 ккал/кг.

По формуле (134) определяем расход воздуха:

, =	_ о, о

«/,-</„	39, ЗБ-8.91

По формуле (137) расход тепла будет равен: <?=32,9(33,78—10,19)—201-160— 50=
=865 ккал/ке, а по формуле (136) он составит: <^„=32,9(0,24 + 0.0047 • 8,91) (110—20) =
=725 ккал/кг.

Результаты получились несовпадающими, причем количество воздуха, достаточ-
ное для поглощения I кг влаги [уравнение (134)], оказалось недостаточным по энерге-
тическому уровню [уравнение (136)]. Это указывает на неправильную оценку конечной
степени влажности воздуха у», а именно, на преувеличение сс значения, т. е. на пре
уменьшенный расход воздуха.

Зададимся теперь значением ?8 = 70%. В этом случае при /{=40° ^ = 34,16 г/к*.
/2 =30,59 к кал/кг.
Находим вновь удельный расход воздуха на 1 кг влаги:

1000
‘-3016-8.91

Ло уравнению (137) расход тепла будет равен: —39.5(30,59—10.19)—20+160—
50-895 ккал/кг, а по формуле (136): ^к=39,5 (0,24 + 0,0057- 10,19) (110—20)-
=870 ккал/кг.

Теперь результаты почта совпадают. Путем последовательных подстановок на-
ходим еще более удовлетворяющие результаты при ?*=68%.

По /-4-табляце путем интерполяции получим;

^ = 70%, 4 = 34,16, / = 30,59,

<? = 60%. 4 = 29,95, / = 97,45.

Следовательно,

Д<р«=10%. 14 = 4,21, Д/ = 3,14,
или

Ду=1%,	14 = 0.421, Д/=0,319.

Следовательно, при ?1=68% получим:

4, =. 34,16— (70—68)0,421 = 33,31 г/кг,
А= 30,59-(70-68)0,314 = 29,96 г/кг.

При этих значениях будут следующие удельные расходы:

КИЮ

1 =	—«Гт	** абсолютно сухого воздуха или 41 (1+0,001-8,91)=41,36 кг

<53,(51—о,91

атмосферного воздуха с влагосодержанием 4о=8,91 г/кг,

<7 = 41 (29,96— 10,19) + 90 = 885 ккал/кг,

<7к = 41 (0,24+0,00047.10,19)(110-20) = 880 ккал/кг.

Если потери тепла при транспорте нагретого воздуха принять равными <?Как=
= 100 ккал на 1 кг влаги, то снижение температуры по равенству (138) составит:

~ 41(0.24+0,00047-8,91) = 10°’

Следовательно, для сохранения принятых в расчете технологических параметров
температура воздуха при выходе из калорифера должна быть равна не 110е, как дано
в условии примера без учета теплолотерь при транспортировании воздуха, а на 10е
больше, т. е. 120е,

б) Графический метод расчета

Графический метод определения удельных расходов воздуха и теп-
ла на испарение влаги значительно проще и нагляднее аналитического.
Рассмотрим теоретический процесс сушки, используя /-^-диаграмму.
При подогреве воздуха в калорифере (пренебрегая возможным (Просачи-
ванием в него пара через неплотности парового калорифера или влаж-
ных дымовых газов в огневом калорифере) можно принять, что влаго-
содержание воздуха остается величиной постоянной (</0 = ^1 = соп5(), так
как весовое количество воздуха при подогреве не меняется, а влаго-
содержание исчисляется на 1 кг сухого воздуха.

Следовательно в /-(/-диаграмме процесс подогрева протекает по
вертикали АВ, как это показано на рис. 176. Точкой А определяются
начальные параметры (Воздуха (перед калорифером), а именно 6,/о,
</о и фо; точкой В определяются параметры подогретого воздуха после
калорифера/[,/ь (7; и <₽! (®!. не показан на . диаграмме, ввиду его
малого значения). Отрезок АВ в масштабе теплосодержаний определяет
собой величину Ц—/о, т. е. расход тепла в килокалориях на подогрев
1 кг сухого воздуха в калорифере от температуры 10 до температуры

ЛВЛ1/ = / — /0 ккал кг,

где М,—масштаб теплосодержаний. Отрезок АВ измеряется в милли-
метрах.

Как уже отмечалось, теоретический процесс сушки протекает адиа-
батически, т. е. при условии Л = /2=соп$<. Следовательно, в /-</-дн-

Рис 176. Определение расхода воз-
духа н тепла при теоретическом про
лессе сушки

Рис. 177. Построение луча постоянно-
го расхода тепла <^»соп$1)

аграмме этот процесс протекает по линии постоянного теплосодержания
ВС, причем точка С, характеризующая состояния отработанного возду-
ха, определяется заданной конечной температурой или конечной сте-
пенью влажности ?г.

Начальное влагосодержание воздуха определяется отрезком Об:

4 ~ а, ~ О(ЗМа,

где Ма — масштаб влагосодержаний.

Конечное влагосодержание воздуха определяется отрезком ОН, т. е.
а2=онмл.

Значит, прирост влагосодержания воздуха в процессе сушки выра-
жается

= (ОН -ОО)М*^ СНМ4 = СОМа г:кг .
Расход сухого воздуха на испарение 1 кг влаги в соответствии с
равенством (137) определяется в /-^/-диаграмме величиной

1=~^~Кг!К2’ <139)

С учетом влажности наружного воздуха расход последнего соста-
вит:

/о = “7^“ <1 + О-001*»)	(140)

Расход тепла на испарение 1 кг влаги в соответствии с уравнением
(132) определяется в /-^-диаграмме величиной

, V 1000	АВ 1000ЛЬ	.....

<7 = (Л-	(,4,)

Прилагаемая /-^/-диаграмма № 1 имеет масштабы: М' =0,1, ЛГ, —
= 0,2. Диаграмма № 2 имеет масштабы: М' — 2, Л1’ =2.

Подставляя значения масштабов в формулы (139) и (141), полу-
чим:

для /-^-диаграммы № /

.. ,	5000

1)	/ = —-—кг сухого воздуха на 1 кг влаги;

2)	/в = —	- (• + 0,001<4)«г воздуха на 1 кг влаги;

0.	500ЛВ	.

3)	«у — ——------т ккал на 1 кг влаги;

для /-^-диаграммы № 2:

5С0

1)	I— кг сухого воздуха на 1 кг влаги;

2)	/0 =-^-(1 + 0,00Мо)л-е воздуха на 1 кг влаги;

о. 10004В	.

3)	а—----------т ккал на 1 кг влаги.

СО

Таким образом, при пользовании /-^-диаграммой для подсчета рас-
хода воздуха и тепла достаточно найти по заданным параметрам точки
А, В и С, измерить в миллиметрах отрезки СО и АВ и подставить их
значения в приведенные выше рабочие формулы.

Определение расхода тепла при теоретическом процессе сушки по
/-^-диаграмме может быть еще более упрощено благодаря следующей
особенности этой диаграммы.

На рис. 177 изображены два процесса (.4ВС и Л1В1С1) с различ-
ными параметрами воздуха во всех стадиях подогрева и сушки. Однако
точки начального (А и Л|) и конечного (С и С]) состояний воздуха ле-
жат при этих процессах на одной и тон же прямой АС. При этом по
построению треугольник АВС подобен треугольнику	Отрезки

СО и С1О) являются высотами этих треугольников, следовательно:

АВ	Л|В|

~сБ	с,г>.
Умножая отрезки на соответствующие масштабы /-«/-диаграммы и
учитывая равенство (141), получим

1000 -Л551* = юоо	С0П51

СйМл	СхВуМа

где «у — расход тепла в ккал на 1 кг влаги без учета физической теп
лоты последней ( т ккал/кг).

Таким образом, все теоретические процессы, начальная и конечная
точки которых лежат в /-«/-диаграмме на одной прямой, равноэконо-
мичны по расходу тепла. Это положение, высказанное впервые проф.
Молье, дает возможность нанести на /-«/ диаграмму шкалу расхода теп-
ла. В самом деле, из треугольника АВС имеем

= ОЛ = ОСс(27.

Но так как АВ = ВО +ОА, то

ав =. ос(1еа + с1ет).

~- = 1йа + с1§т.

По построению /-«/-диаграммы № /а = 45°, 1Еа = 1.
Тогда

= 1 + с(§у.
со	1

• -		.м.

Умножая обе части этого равенства на —- и учитывая равенство
Ма

(141), получим

9=1000 ^=1000 ^-(1 + с(87),
/ТС /И 4	д

т. е. расход тепла по /-«/-диаграмме определяется углом, образуемым
прямой, соединяющей начальную и конечную точки процесса с горизон-
талью, причем этот расход возрастает с увеличением угла т. Это поло-
жение дает возможность для различных направлений луча АС подсчи-
тать и нанести на /-«/-диаграмму шкалу расхода тепла, откладывая для
удобства отсчета направления всех лучей из нулевой точки диаграммы.

Если для процесса АВС требуется определить расход тепла, то до-
статочно соединить точки А и С и провести из точки О луч ОК, парал-
лельный линии АС. Направление луча ОК определит расход тепла 9 по
шкале, нанесенной на рамке /-«/-диаграммы. Так, например, на рис. 177
при т=45в (с!к7 = 1) и масштабах диаграммы Му=0,1 и Л1Л=0,2, по-
лучим. 9=1000 у-* 2= 1000 ккал/кг влаги. Этот расход тепла показан на
луче ОК.

При практическом процессе сушки в отличие, от теоретического

1,-1,-± у.

где А — потери или приток тепла в ккал на 1 кг испаренной влаги;
I— расход сухого воздуха в кг на 1 кг испаренной влаги;

у---потерн или приток тейла в ккал па 1 кг сухого воздуха.
Следовательно, в практическом процессе сушки воздух, покидаю-

ший сушило, имеет теплосодержание больше или меньше, чем при
ступлении в него, на величину -у- ккал/кг.

по-

Остановимся на случае, когда существуют тепловые потери, т. е.
/#=/1—у-, где 2 д— сумма тепловых потерь в ккал, отнесенная к 1 кг

испаренной влаги.

Пусть па рис. 178 точка В оп-

ределяет параметры воздуха при
поступлении в сушило (А и </1), а
практический процесс сушки проте-
кает в пределах температур и /а.

Всякий практический процесс

сушки можно представить, как не-
который теоретический процесс, про-
текающий по адиабате (/ = соп81),
х	2 а

с потерей тепла в количестве —1 ,

сосредоточенной в конечной точке
процесса. В действительности теп-

ловые потери происходят непрерыв-
но, постепенно отклоняя линию про-
цесса от адиабаты; однако условное
сосредоточение теплопотерь в кот
це теоретического процесса облегча
ет анализ вопроса. Примем, что в
пределах заданных температур 1\ и
/2 протекает теоретический процесс
сушки, изображенный на рис. 178
линией ВС0. Расход сухого воздуха
на 1 кг влаги при этом составит

Рис. 178. Определение расхода воз-
духа и тепла при практическом про-

цессе сушки с тепловыми потерями

1000 _ 1000

(140а)

где Ма— масштаб влагосодержаний.

Если в конечной точке Со этого
теоретического процесса сосредото-

чить все тепловые потери практического процесса, то теплосодержание
воздуха в точке Со понизится на величину — . Уменьшение теплосо-
/о

держания в точке Со произойдет при постоянном влагосодержаний, по-
скольку теплопотери только снижают температуру воздуха, нс будучи
связанными с процессом испарения влаги. Следовательно, точка С»
должна перейти в положение точки Ео, лежащей с ней на одной верти-
кали (</=-соп51) на расстоянии	мм, т. е.

I* г

С^ЕоМу = ~ или V д = СвЕ^Иу4.
•о

(1406)

Подставляя в равенство (1106) значение /0 из уравнения (140а),
получим

2^-1000^^. >’	(140в)

Мд
Точка Ео является точкой, определяющей направленно некоторого
практического процесса. Ввиду того, что точка начального состояния
воздуха В остается неизменной как для теоретического, так и для прак-
тического процессов, то ВЕ0 представляет собой политропическую линию,
отклоняющуюся от адиабатической, по которой протекает теоретический
процесс. Каждой точке теоретического процесса (например, точке С2
на рис. 178) соответствует совершенно определенная точка Е2 на линии
практического процесса, лежащая с лен на одной вертикали. Легко до-
казать, что направление искомого практического процесса сушки совпа-
дает с найденным направлением политропы ВЕо.

Обозначим через С точку пересечения линии ВЕа с заданной изо-
термой /г- Точке С в теоретическом процессе соответствует точка С|, а
всему практическому процессу, протекающему по линии ВС, соответст-
вуют линии ВС теоретического процесса. Теплосодержание точки С1
больше теплосодержания точки С на величину отрезка С}С в масштабе
теплосодержаний, т. е.

Расход воздуха при теоретическом процессе равен:
1000

1

Из подобия треугольников Са1)(гЕ0 и С^С имеем:
= С<& илн с с = с о

.Мг

Умножив обе части уравнения (142) на 1000	, получим:

А1^

1000 Му. С.С СЛ -1000	• -У ,

М{1	СрРи Мл •

или. имея в виду уравнение (140д),

1000 - ^-СХС^С1О1 Уд,
Мл 1	"

откуда

С,СМ. = Уд
1	1	1000

Но так как по уравнению (140л)	— 7"»то

.	1 (ХЮ	< 1

или, имея ввиду уравнение (142),

СС = С»Р| 14

1	10004^4,

(140г)

(140д)

(142)

(143)

На основании уравнений (141), (142) и (143) имеем:

(144)

А

Таким образом, ВС есть линия теоретического процесса с расходом
/[ кг воздуха на 1 кг влаги; сосредоточив в конце его тепловые потери
<7;/1 ккал^кг сухого воздуха, получим искомый практический процесс
ВС. протекающий в пределах заданных температур I и 12, т. с. процесс
Рис. 179. Определение расхода возду-
ха и тепла при практическом процес-
се сушки с дополнительным притоком
тепла

сушки, протекающей по адиабате ВС}. является теоретическим процес-
сом. соответствующим практическому процессу ВС. Очевидно этот тео-
ретический процесс никогда не может лежать на одной изотерме с прак-
тическим процессом ВС.

Подобие треугольников и	и аналогичных треуголь-

ников, построенных для любой точ-
ки теоретического процесса (напри-
мер. треугольника С2О2В2 дли точ-
ки С2), дает основание для вывода
нижеследующего правила нахожде
ния направления политропы прак-
тического процесса (рис. 178). Для
построения линии практического
процесса сушки, протекающего в
Пределах температур Ц и /2 при теп-
ловых потерях, равных Ед ккал на
1 кг испаренной влаги, из точки В,
характеризующей состояние воздуха
при вступлении в сушило, прово-
дится адиабата (/| = сопз1). Для
любой точки С2, лежащей на этой
адиабате, измеряется ее расстояние
от линии постоянного влагосодер
жания, проведенной через точку В,—
отрезок С2О2 в мм. От точки С2 от-
кладывают вниз по вертикали отре-
г» г-	.. СЛ&а

зок С2с2 в	равный ------под-

1000-г
Мд
ставляя в это выражение Ед в ккал.
Соединяя точку Ег с точкой В, оп-

ределяют направление линии прак-
тического процесса. Пересечение
этой линии с изотермой 12 опреде-
ляет конечную точку С практическо

го процесса, характеризующую со-
стояние отработанного воздуха. Расход сухого воздуха в килограммах
на испарение I кг влаги при практическом процессе сушки равен

_ 1000
СПМ^ ’

расход же наружного воздуха равен

Г-/(1 + 0,001</о).

Расход тепла (в ккал на 1 кг влаги) составляет

а --= — 1000 ^?,
ей мЛ

При указанном построении, чем дальше от точки В, берется точка
адиабаты С2, тем точнее получаются результаты графического построе-
ния, так как тем больше получается отрезок С2Е2. Если при этом конеч-
ная точка окажется ниже линии о =100%, то не следует смущаться этим
обстоятельством, так как в данном случае задача состоит лишь в гра-
фическом нахождении направления линии практического процесса суш-
ки (см„ например, точку Еа на рис. 178).
Если при практическом процессе добавочно сообщенное в сушиле
тепло Чцоа превалирует над тепловыми потерями, то построение ведется
по рис. 179. В данном случае линия практического процесса должна
лежать выше линии теоретического процесса, так как /а>/ь Следова
тельно, из произвольной точки Сг адиабатического процесса отрезок

СЕ— ^ып —	^1^*1

ЮОО —
Мл

откладывается по вертикали вверх в отличие от случая наличия только
тепловых потерь.

С учетом масштабов /-^-диаграммы рабочие уравнения примут

нижеследующий вид:
Для /-^-диаграммы № /:

С.Е, =

500

мм;

_ С\О\ (Удал — -У)

1	500

5000,.
СО ’

Ч~ 500— -

4 СО

Х.И,

Для /-^/-диаграммы № 2:

С,Б1 “ 1000	'

СР—	^Д°п —

Ъ1С1 — ------- '	'И.И

’	1000

/

СП’

4 = ЮОО—— т.

4 со

з. Определение параметров смеси воздуха
и дымовых ГАЗОВ

В промышленности строительной керамики сушильные установки
используют в ряде случаев смесь воздуха с дымовыми газами от печей
или специальных топок. Поэтому обычно (Ц>(10 в отличие от процесса
подогрева воздуха в калорифере, когда 4/1=(/о-

При охлаждении сухих газов с теплосодержанием /с.г и влагосодер-
жанием с!с.т с начальной температуры до температуры /ь требуемой для
сушильной установки, имеем следующие условия теплового баланса: ко-
личество тепла, освобождающегося при охлаждении I кг газов до темпе-
ратуры равно количеству тепла, расходуемому на нагрев воздуха до
/1. т. е.

/е.г-Л = ^(/1-Л).	(1<5)

где ё» ~~ количество наружного воздуха в кг, расходуемого на охлажде-
ние 1 кг дымовых газов до температуры /ц

1п —теплосодержание наружного воздуха в ккал, отнесенное на
I кг содержащегося в нем сухого воздуха;

/1 —теплосодержание смеси дымовых газов и воздуха при темпе-
ратуре I и некотором (пока ориентировочном) влагосодержа-
нии смеси.

Влагосодержание смеси будет

Я, = А кг/кг-	(,46>

/1-/ц

Влагосодержание смеси будет равно:

-^-+‘А-гкг.	(147)

1 + *.
Если полученное значение с?| совпадает с принятым раньше ориен-
тировочным значением при оценке теплосодержания смеси, то задача ре-
шена правильно. В противном случае необходимо пересчитать при
новом значении />, взятом для уточненного влагосодержания.

Выведенными формулами можно пользоваться не только при сме-
шивании воздуха с дымовыми газами, по и при смешивании воздуха
различных в отношении температуры и влагосодержания состояний. При
дымовых газах на практике могут иметь место два случая. Для газов,
которые до поступления в сушила были уже частично использованы в
тепловых агрегатах (обжигательные печи, паровые котлы и др ), необ-
ходимо путем замера определить влагосодержание и температуру газов
и затем подсчитать теплосодержание; в большинстве случаев прихо-
дится, кроме того, определять количество этих газов путем измерений.
Если же продукты горения получают для сушил путем непосредственно-
го сжигания топлива в специально для этого предназначенных топках,
то для технических целей можно пользоваться нижеследующими расче-
тами, не прибегая к непосредственным измерениям.

Количество тепла, заключенное в продуктах горения 1 кг топлива
при теоретическом расходе воздуха и при полном горении без учета
потерь, равно:

а=О!+еЛ

где ()" — низшая рабочая теплотворная способность топлива в ккал/кг;
ёч — теоретический расход воздуха в кг на горение 1 кг топлива;

/о — теплосодержание воздуха в ккал на 1 кг сухого воздуха (опре-
деляется по /-^-таблице, приложение 1).

Если в продуктах полного теоретического горения 1 кг топлива со-
держится #с.г кг сухих газов, то теплосодержание продуктов горения,
отнесенное к 1 кг сухих газов, составит

г в ‘о

Яс.Г

Теплосодержание воздуха /0 даже при температуре +20° равно
всего лишь около 5 ккал!кг, поэтому величина обычно составляет
всего около 1% от С)' топлива и ею можно пренебречь, приняв

/с.г= — -	(14В)

Пег

Влагосодержание продуктов горения в г на 1 кг сухих газов соста-
вит

(149)

где 1Г, —количество физической влаги топлива в г в \ кг;

1X7г — количество влаги в г, образующейся как продукт горения
1 кг топлива;

с!о — влагосодержание воздуха, идущего на горение, в г на I кг
сухого воздуха (берется по /-^-таблице).

Подсчитанные по равенствам (148) и (149) теплосодержание и вла-
госодержание, как было указано выше, относятся к горению топлива
без потерь. На практике при сжигании топлива в топках имеются
потери от химической и механической неполноты горения и потери в
окружающую среду. Теплотворная способность (или, точнее, количество
фактически выделяющегося тепла на 1 кг израсходованного топлива)
понижается вследствие всех трех перечисленных потерь. Поэтому, если
обозначить через т(Г полный к. п. д. топки, то в равенство (148) следо-
вало бы вставить вместо ф’’величину, меньшую ч,

На количество сухих газов Яс.н входящее в знаменатель равенства
(148), влияют лишь потери от механической неполноты горения (унос,
провал и выгреб), так как уменьшается фактически сгоревшее количест
во топлива. Потерн же от химической неполноты горения и в окружаю-
щую среду не влияют на количество газов, а лишь понижают их теплосо-
держание. Таким образом, в знаменатель равенства (148) следовало бы
включить вместо 5ег величину ч, где ^—частный к. п. д. топки,
учитывающий только потери от механической неполноты горения. Од-
нако, если иметь в виду, что к. п. д. нормальных топок вообще высок и
что механические потери топлива составляют от 50 до 85% всех потерь,
можно без большой погрешности принять, что

и пользоваться для практических условий горения при коэффициенте
избытка воздуха а-* I выражением

(150)

не внося в него никаких поправок.

Формула же для определения влагосодержания еЦ вообще пе нуж-
дается в поправке, так как величины Н',, 1ГГ и ёо при переходе от горе-
ния без потерь к фактическому горению меняются прямо пропорцио-
нально изменению количества газов.

Ддя облегчения подсчетов в табл. 36 приведены значения величин,
входящих в вышеприведенные уравнения, для среднего состава некото
рьтх маловлажиых топлив; для топлив с сильно колеблющейся влажно-
стью аналогичные данные приведены в табл. 37.

Таблица 36

Значения некоторых величин для маловлажного топлива

Виды топлива	Средний со<гаи рабочей массы н %						О11 к ккал'кг Р	еяЛ» я ’4	ч  Л  с-	+ и- * т	г  н ка кг
	4		+• о	3	Л	V				
Уголь донецкий:  ПЖ		73.44	4,33	4,9	1.78	12,05	3,5	6950	9.9	10,65	0,53
ПС		75.83	3,85	3,68	2,14	11,5	3	7 150	10,15	10,93	0,47
д		56,2	4,С2	10.15	3,48	15,15	11	5 450	7.76	8.36	0.59
АК	  Антрацит:	82.7	1,72	1.72	1.76	7.6	4,5	7 150	10,15	11.09	0,25
АШ		68.21	1,37	1.37	1.45	21,6	6	5 800	8,21	8.94	0,23
сгоршинскнм  Каменный уголь:	74	2,8	3.2	0.5	14,5	5	6600	9.38	10.13	0.38
кузнецкий . . челябинский	73,9	4,85	9,25	1	4,5	6	7070	10,05	10,8	0.62
бурый . . .	51.1	2.8	16.1	1	14	15	4 300	6,12	6.61	0,5
ПОДМОСКОВНЫЙ	38,4	2.86	10,74	3	15	30	3 440	5.01	5,45	0.69
Мазут ....  Сланец кашпир-	84,51	12,2	0.99	0	0.3	2	9 820	13,95  3,61	14,8	1.39  0,511
СКИН ...	18.2	2,35	4,08	1,26	55,9	15	2 005		3,84	
Таблица 37

Значения некоторых величин для топлива с большой влажностью

Ваш топлив»	Влажность Г о %		«5 в ккал, к*	X, в кл'кг	в к*,к*	Гт.. в. ь кг кг
		30	3210	4,48	5,01	0,642
		40	2 160	4,21	4,43	0,693
Торф кусковой		50	1 950	3,54	3,72	0,745
		60	1 440	2,82	2,97	0.795
		25	3 100	4,44	4.77	0,654
		30	2 890	4,04	4.53	0,678
Дрова		35	2690	3.85	4,19	0,701
		40	2 480	3,45	3,81	0,724
Древесные опилки			45	2100	3.22	3,49	0,92

Параметры смеси воздуха и дымовых газов очень просто опреде
ляются графическим методом, как это показано па рис. 180.

Определив непосредственным из-
мерением или подсчетом температуру
и влагосодержание (1' дымовых газов,
по этим параметрам па /-4-диаграм
му наносят точку В'. По параметрам
наружного воздуха и определяют
соответствующую точку А. При охлаж-
дении дымовых газов путем добавки
наружного воздуха состояние смеси
определяется некоторой точкой В, ле-
жащей на прямой, соединяющей точ-
ки 4 и В'. Расположение точки В на
прямой зависит от пропорции газов и
воздуха в смеси.

Практически задаются температу-
рой /| смеси дымовых газов и воз-
духа, желательной по условиям режи
ма сушки. В этом случае точка В бу-
дет лежать на пересечении изотермы
/| и прямой АВ' с вполне определен-
ными параметрами (![. соответ-
ствующими температуре Определив
точку В, нетрудно подсчитать, в какой
пропорции должны быть смешаны ды-
мовые газы и наружный воздух.

Обозначим через п количество су-
хого воздуха в килограммах с влаго-
содсржаннем необходимое на 1 кг
сухих дымовых газов с влагосодержа-
нисм с!' для получения (И-п) кг смеси
требуемой температуры /1 с соотвстст
вующим влагосодержанием. Очевидно
в (14-п) кг смеси будет содержаться ।

Рис. 180. Определение параметров
смеси воздуха и дымовых газов и
расходов газа и тепла при теоретиче-
ском процессе сушки

влаги:

(1 4- п)с!-} — (Г + пс!ог.

(151)
откуда влагосодержание смеси (в граммах на 1 кг сухой смеси):

^1 =

1 + п

Из уравнения (151) определяем
4' — 4,	,

п. — —---—- кг сухого воздуха на 1 кг сухих газов.

41 — 4а

Подставляя в это равенство значения и с10, известные из /-4-
диаграммы (рис. 180), подсчитываем п. Как было указано выше, п вы-
ражено в килограммах абсолютно сухого наружного воздуха на 1 кг
сухих газов. Если учесть влагосодержания как наружного воздуха, так
и газов, то получим

, _ п 1 + 0,0014, _ 4' —4,	I +0,0014,

I + 0,0014'	4—4,	1+0,0014' *

Значение п можно определить графически, имея в виду (рис. 180).
что величина (1'—с!\ выражается отрезком ВС' в масштабе влагосодер-
жаний, а величина —<4 АО' отрезком в том же масштабе. Следова-
тельно:

и =

ВС’

АО ’

Но так как из условия подобия треугольников В В'С' и АВО'

п —

ГО

ВВ’
ВА

ВС’ ВВ’
—-- -----—

Ай' ВА

Рис. 181. Определение расходов воз-
духа и тепла при практическом про-
цессе сушки дымовыми газами

Выше через п было обозначено ко-
личество воздуха на 1 кг дымовых га-
зов. Обратная величина, т. е. количе-
ство газов на 1 кг воздуха, будет
равна:

I _ ВА
п ВА’ '

4.	Удельные расходы

ВОЗДУХА И ТЕПЛА ПРИ
СУШКЕ дымовыми
ГАЗАМИ

При сушке дымовыми газами по-
строение по ./-^-диаграмме несколько
меняется по сравнению с сушкой воз-
духа, нагреваемого в калорифере.
Пусть состояние наружного воздуха
определяется точкой А на рис. 181, со-
стояние горячих дымовых газов — точ-
кой В', а состояние рабочей смеси под
водимой к сушилам — точкой В. Сле
довательно. рабочая смесь поступает
в сушило с теплосодержанием Ц —
= ОЁМГ и влагосодержанием
= ОРМ<1. От точки В начинается ади
абатический процесс испарения, про-
текающий по линии / = сопз1 до точки
С, а практический процесс до точки С с заданными /2 или ; соответст-
вующее этой точке влагосодержание (12 = О8Ма.

Следовательно, приращение влагосодержания смеси в сушиле вы-
разится:

= (05 - ОР) М, = СОМ.,

а расход рабочей смеси

"	,	1000	1000	.

/см — -—— = ~-—кг сухого воздуха на 1кг влаги.

иа—“1	СОМ^

Расход горячих газов с параметрами точки В' будет равен:

Г = -/см- - кг газов на 1кг влаги,
1 4-л

где 1+п—количество смеси на 1 кг горячих газов.

Расход тепла, рассчитанный аналогично расходу чистого нагретого
воздуха, должен был бы быть равным (без учета тепла влаги):

, -	1000 = (°Г-ОН)<|' -

^ — 4,	(05 — ОР)Ма СИМа

где /,—/0 —разность теплосодержаний наружного воздуха (точка Я)
и газовой смеси (точка В). Влагосодержание точки В
больше влагосодержания точки А на величину «/(— </0 =
=.\'РМа. Это увеличение влагосодержания происходит за
счет физической влаги топлива и влага от горения водо-
рода. При отсутствии прироста влагосодержания, т. е. ес-
ли точка В лежала бы на той же изотерме, но на линии
«/о=сопз( (т. е. в точке М), на получение газовой смеси
той же температуры /1 нужно было бы затратить тепла:

/I —/0 = 0НМа = АММа.

Следовательно, разность:

(Л - /о) - (Л -	= (АГ- АМ) М, = МТМ,

затрачена на испарение указанной выше влаги в количестве с?1—с?о г.

Расход тепла интересует нас в конечном итоге для определения рас-
хода топлива. Расход же топлива принято исчислять по его низшей ра
бочей теплотворной способности ((?,^ ), учитывающей расход тепла на
испарение влаги и горения. Поэтому при подсчете расхода топлива ис-
ходя из расхода тепла д одно и то же тепло испарения влаги было бы
учтено 2 раза и этот расход был бы соответственно преувеличен. Во из-
бежание этого в /-«/-диаграмме необходимо пользоваться так называе-
мым приведенным расходом тепла д', подсчитывая это тепло по приве-
денной точке М взамен точки В.

Следовательно:

1000 =

АММ,
СОМ/

(152)



Деля приведенный расход тепла на низшую рабочую теплотворную
способность топлива и к. п. д. источника тепла т)т, получим дейст-
вительный расход топлива:

 ——=^Ькг топлива на 1кг влаги.
Избыточную теплоту испарения влаги в количестве г нельзя
учитывать и в том случае, если пет необходимости в пересчете затрачи
ваемого тепла на расход топлива, например, в случае использования
отходящих газов как бросового тепла (обжигательные печи, котельная
и т. д.), поскольку' теплота испарения водяных паров, находящихся в
этих газах, не может быть утилизирована в сушиле в связи с отсутст-
вием конденсации.

Частичная конденсация, обычно имеющая место в первый период
прогрева в камерных периодических сушилах, освобождает соответст
вующсе количество тепла, затрачиваемого на испарение этого же конден-
сата в последующий период сушки. Таким образом, это тепло не может
иметь значения в общем балансе тепла за весь период сушки. Формулы
при учете тепла испаряющейся влаги сырца и масштабов диаграммы
принимают нижеследующий рабочий вид:

Для /-(/-диаграммы № 1:

I . 7ю00 _ •

* СО ’

Г--^-(1 + 0,001 А);

С Хх

500 АМ

4 ~~ СО

Для /-«/-диаграммы № 2:

1 _ 500.

СО'

/' = ^(1 + 0,001^);

/У

10 000 АМ
а —------------т.

4 СО

На рис. 181 показаны построения практического процесса сушки при
пользовании дымовыми газами для случая, когда в конечном итоге име-
ются теплопотери (отрезок С0С), и случая, когда имеется дополнитель-
ный приток тепла в сушиле (отрезок СоС').

Эти построения не требуют объяснений после того, как подробно
был разобран практический процесс сушки воздухом, нагреваемым в
калорифере (см. рис. 176 и 178).

5.	Влияние параметров воздуха

на экономичность процесса сушки

Начальные параметры холодного воздуха и параметры воздуха до
и после сушильной камеры определяют степень экономичности процесса
сушки в отношении расхода воздуха и тепла на 1 кг испаренной влаги
Исследование связи между этими факторами представляет практиче-
ский интерес, давая возможность правильно определить пределы рабо-
ЧС1Х) процесса в данных конкретных условиях.

На рис. 182 показаны случаи повышения температуры нагрева воз
духа /1 при неизменном начальном состоянии воздуха (70 и ?0) и конеч-
ном коэффициенте относительной влажности отработанного воздуха ср,.

При описании /-(/-диаграммы было отмечено, что расход тепла па
1 кг испаренной влаги характеризуется углом у., образуемым прямой,
соединяющей начальную и конечную точки процесса подогрева и сушки
(Д и С) с горизонталью. При этом расход тепла тем меньше, чем мень-
ше угол 7 . Проследим изменение этого угла с повышением температу-
ры /в трех случаях: 1) <р0>?а: 2)?0	3)?0<?,.

С повышением температуры подогрева конечные точки процесса
перемещаются вправо в область больших насыщений. Если 'т'о><?а, то
точка А лежит ниже кривой и углы 7 будут уменьшаться по мере пе
ремещения точек С вправо, или, что то же, по мере повышения темпе-
ратуры /1, Следовательно, в этом случае с повышением начального по-
догрева воздуха, поступающего в сушило, расход тепла непрерывно
уменьшается. Если ?0 ?2, то точка А (рис. 183) лежит на одной кривой
коэффициента относительной влажности, общей для всех точек С.
И здесь легко заметить, что углы ; уменьшаются с повышением темпе-
ратуры 1{. Наконец, когда «0<Та н точка Л (рис. 184) лежит па кривой

<1

Рис. 182. Влияние температуры на-
грева воздуха на расход тепла иа
сушку в случае > ?2

Рис. 183. Влияние температуры иа-
грева воздуха на расход тепла па
сушку в случае <ро = ?»

относительной влажности, расположенной выше точек С, угол; сначала
увеличивается с повышением температуры подогрева, достигает макси-
мума в точке касания луча АС и кривой а затем уменьшается с по-
вышением /1.

Таким образом, в последнем случае, т. е. когда ?0<?г. расход
тепла имеет максимальное значение при определенной температуре по-
догрева воздуха, уменьшаясь в обе стороны от этого максимума. Это по-
ложение характеризуется кривыми рис, 185, построенными для летнего
периода, когда /о=2О° и <Ро = 60%. При значениях относительной влаж-
ности отработанного воздуха, больших 60% (?г>?о). расход тепла
сперва увеличивается с повышением а затем медленно уменьшается.
Когда же <?2>60% (см. кривую для ?т=50% и =30%), то расход
тепла непрерывно уменьшается с повышением температуры подогрева
воздуха.

Расход воздуха сильно уменьшается с повышением температуры
подогрева при любых соотношениях и ©, (рис. 186). В самом деле, во
всех случаях с повышением растут отрезки СО, выражающие в мас-
штабе диаграммы приращение влагосодержания воздуха за время про-

..	,	1000

хождения через сушило. Но так как расход воздуха /=	, то, оче-
Рис. 184. Влияние температуры нагре-
ва воздуха на расход тепла на суш-

ку в случае

Рис. 186. Влияние температуры
нагрева воздуха на расход возду-
ха на сушку /—+20®; ?1 —60%

Ри?. 185 Влияние температуры на
грева воздуха на расход тепла на
сушку в случае ?о<уч (для летнего

Рис. 187. Влияние конечного коэффи-
циента относительной влажности на
расход воздуха и тепла на сушку
видно, с ростом СО (т. с. с повышением <1) уменьшается I. Характер это-
го изменения для сушки в летний период можно проследить по кривым
рис. 187, па котором показано изменение влияния на расход воздуха
и тепла при неизменных положениях точек А и В; оба расхода умень-
шаются (отрезки СО увеличиваются, углы у уменьшаются) с повыше-
нием /). Это вполне понятно, если иметь в виду, что при постоянном зна-
чении параметров точки В увеличение <р? означает повышение коэффи-
циента использования воздуха. Практически наблюдаемые изменения
остальных параметров воздуха нс имеют большого влияния на эконо-
мичность процесса сушки.

Выше при всех графических построениях мы исходили из предпо-
сылки, что в сушиле имеет место теоретический процесс сушки. Однако
и при практическом процессе принципиальные выводы остаются в силе,
меняются лишь конечные результаты.

В приведенном анализе влияния параметров воздуха на экономич-
ность процесса сушки не принималась во внимание динамика процесса
сушки — условия влагоотдачи сушимого материала. Так, например, при
выборе температуры подогрева воздуха, кроме экономичности процесса
сушки в тепловом отношении, необходимо всегда иметь в виду, что с по-
вышением температуры возрастает неравномерность сушки в сушиль-
ной камере вследствие резкого понижения коэффициента относитель-
ной влажности <р8с повышением

6.	Анализ различных тепловых схем
работы СУШИЛ

а)	Блокировка камер

Блокировка камер, осуществляемая различными конструктивными
путями, в тепловом отношении преследует цель повышения коэффици-
ента использования воздуха в процессе сушки. Для облегчения графи-
ческого анализа здесь и в дальнейшем мы будем рассматривать теоре-
тический процесс, отвлекаясь от тепловых потерь, влияющих на коли-
чественную сторону вопроса В этом случае процессы испарения влаги
во всех блокированных камерах будут протекать по линии / = соп§1 и
процесс в каждой последующей камере блока будет служить продолже-
нием процесса в предыдущей камере.

Пусть точка В на рис. 188 определяет параметры подогретого воз-
духа. поступающего в первую камеру блока. Процесс сушки протекает
в этой камере по линии ВВ, и отработанный воздух с параметрами точ-
ки В, перепускается тем или другим путем в следующую камеру. Здесь
продолжается процесс сушки по линии В{В2. затем происходит новый
перепуск воздуха с параметрами В2 в следующую камеру и т. д. Таким
образом, мы осуществляем обычный процесс сушки по линии / = СОП51.
разбивая его территориально между несколькими камерами, причем в
первой камере приращение влагосодержания воздуха определяется от-
резком В,О|; во второй — отрезком В2В2 и т. д.

Желая осуществлять блокировку без конденсации влаги на сырце,
мы должны ограничить процесс температурой I являющейся температу-
рой точки росы и соответствующей точке С|, лежащей на пересечении
избранной нами линии / = сопз1 с кривой ««=100%. При этом
будут полное использование воздуха и максимальный прирост
его влагосодержания, определяемый отрезком С,В. При дальнейшем
охлаждении воздуха точка будет перемещаться по линии ?==Ю0%,
а

Рис. 188. Расчет процесса сушки при
блокировке камер

Рис. 189. Расчет процесса сушки
при промежуточном подогреве

так как воздух, оставаясь в состоянии
полного насыщения, будет понижать
влагосодержание вследствие выпаде-
ния конденсата.

Если, например, процесс сушки за-
кончить в точке С?, то конечный при-
рост влагосодержания воздуха будет
определяться отрезком С2Р4, отрезок
же С2С] определит количество кон-
денсата на 1 кг сухого воздуха.

Вернемся к процессу сушки в пер-
вой камере, протекающему по линии
ВВ,. Положение точки В, при неизмен-
ном положении точки В будет менять-
ся в различные периоды сушки, при-
чем по мере высыхания сырца точка
В| поднимается по линии / = СОП5(,
стремясь в пределе слиться с точкой В.
Однако в начале процесса сушки, ко
гда влагосодержание сырца, велико,
воздух, пройдя камеру нормальных
размеров и емкости, успевает настоль-
ко увлажниться, что точка весьма
близко подходит к линии =100%, и
при дальнейшем перепуске воздуха
будет неизбежна конденсация влаги.
Следовательно, перепуск отработанно-
го воздуха из одной камеры в другую
целесообразен только в том случае,
если при этом имеется достаточный
интервал между точкой В| и кривой
полного насыщения.

б)	Промежуточный подогрев

Если при перепуске воздуха из
одной камеры в другую или из одной
зоны в другую его подогревать, уста-
новив для этой цели в сушильной ка
мере, либо вне ее, специальные поверх-
ности нагрева, то получится многосту-
пенчатый процесс, изображенный па
рис. 189.

Точка А определяет параметры на-
ружного воздуха. В первую зону подо
гретый воздух вступает с параметрами
точки Д|, а процесс сушки в этой зоне
протекает по липни В,С,. При перепу-
ске отработанного воздуха с парамет-
рами точки С, из первой зоны во вто-
рую производится промежуточный по-
догрев до температуры точки В2. Суш-
ка во второй зоне протекает по линии
В2С2, в точке С2 воздух снова подогре-
вается до температуры, соответствую-
щей точке В3, и т. д.
В данном случае при двух промежуточных подогревах (точки С| и
общий процесс заканчивается в точке С. Совершенно необязатсль
но, чтобы точки Л, С|, С2 и С лежали на одной и той же кривой <?, как
это показано на рис. 189; необязательно также, чтобы точки В1г В2 и
В3 лежали на одной и той же изотерме. Расположение конечных точек
Су, С2 и С зависит от совокупности факторов, определяющих коэффици-
ент использования воздуха в сушильных зонах; интервал же подогрева
ЛВ|. С\Вз и С2В3 зависит от мощности источников подогрева.

Приращение влагосодержания воздуха в каждой зоне определи
ется отрезками С]/),, С2О2 и СЛ3, общее же приращение влагосодержа-
ния за полный цикл — отрезком СО. причем Со — С\0\ + С202 + С0з.

Расход воздуха на 1 кг испаренной влаги в кг составит

1 _ 1000_________________ юоо

(О'|Л1 + С^О^ 4- СР3) М,{ СОМ^

где Ма— масштаб влагосодержаний

Было бы неправильно подсчитывать расход воздуха по отдельным сту-
пеням процесса, а затем их суммировать, так как

СО С1О1 СзОз СО3

Подсчитанный объем воздуха в данном примере будет расходовать-
ся последовательно через все зоны, если из зоны в зону перепускается
полностью весь воздух.

Расход тепла на 1 кг воздуха по ступеням подогрева определяется
отрезками ДВ|, С2В3, следовательно, расход тепла на 1 кг испа-
ренной влаги за весь процесс:

д = /(ЛВ1 + С1В1 + С,В3)Л1; =

100 (АВ{ 4- С\В3 4- С3В3) М,
с	мГ •

где М/ —масштаб влагосодержаний.

Как видно из рис. 189. АВ\ + С\В2+С2В3 — АВ. Следовательно.

1000.4Л м,

4 = со  Л»7 

Если бы сушка характеризовалась одноступенчатым процессом по
линии АВС. то расходы воздуха и тепла были бы теми же, что и в дан
ном случае, т. е. при работе многоступенчатым процессом в пределах
тек же параметров наружного воздуха А и отработанного воздуха С.

В самом деле, расход воздуха ссЛтавил бы

_ 1000

~ СОМа ’

а расход тепла

1000ЛВ

ч 33 СО~~ ' ~М^ •

Следовательно, многоступенчатый процесс сушки по линии
ЛЛ(С|в2С2в3С равпоэкономичен с некоторым одноступенчатым процес-
сом по линии АВС. протекающим в пределах одних и тех же парамет-
ров наружного и отработанного воздуха. Разница между одноступенча-
тым и многоступенчатым процессами заключается в том, что в первом
Рис. 190. Расчет процесса сушки
при непрерывном промежуточном
подогреве через поверхности тепло-
передачи

выше линии ВС\. Уравнение теш
поверхностей имеет вид:

температура подогрева воздуха (точка В) будет значительно выше, чем
температуры подогрева отдельных ступеней процесса с промежуточным
подогревом (точки В], В2, В3). При этом нетрудно заметить, что разни-
ца между этими температурами будет тем больше, чем больше ступеней
подогрева в пределах точек Л и С. Таким образом, промежуточный
подогрев дает возможность работать с низкими температурами воздуха
без ущерба для тепловой экономич-
ности процесса.

Подогрев воздуха в туннель-
ном сушиле, осуществляемый путем
теплопередачи через боковые стены,
как это было показано на рис. 121,
представляет собой частный случай
непрерывного промежуточного по-
догрева. Диаграмма для этого слу-
чая приведена на рис. 190. Газы,
протекающие внутри боковых стен
туннеля или пол подом, охлажда-
ются при постоянном влагосодер-
жании в пределах температур точек
В' и В". Если пренебречь потерями
в окружающую среду, то все осво-
бождающееся тепло через метал-
лические поверхности передает
ся воздуху, протекающему внут-ри
сушила. Пусть этот воздух посту-
пает в туннель с начальной темпера-
турой (, соответствующей точке В.
При отсутствии притока тепла
извне процесс испарения проте
хал бы по адиабате ВС]. Вследст-
вие притока тепла от газов воздух

подвергается промежуточному по-
догреву с бескопе’шо большим чис
лом ступеней подогрева, и процесс
отклоняется от адиабаты, протекая
по политропе ВС, расположенной
вого баланса для теплопередаюшнх

(з (	— 1 (1 с IВ >

где /2 и I] — расход газов и воздуха в кг .на 1 кг влаги, испа-
ряющейся в сушиле;

/й,, //г, 1Г и /д— теплосодержания соответствующих точек диа-
•	граммы.

Если известны /2 и I и подсчетам определен интервал охлаждения
газов, то можно подсчитать приращение теплосодержания воздуха в
сушиле:

-/я = — (/л — Лг)«
с о I '	о /

или, переходя к отрезкам /-(/-диаграммы,
ВЕМ,= ^В'В'М,.
Из построения на /-«/-диаграмме видно, что, зная расход возду-
ха /= и определив положение точки с, ми, как било указано вы
шс, однозначно определяем искомую точку С.

При данной тепловой схеме работы сушила, как видно из диаграм-
мы, можно сократить расход воздуха (С1О]<СО) или, сохранив расход
воздуха, понизить его начальную температуру (точка В). На практике
чаще всего используется последнее преимущество описанной тепловой
схемы.

Частный случай непрерывного
промежуточного подогрева имеет ме-
сто в сушильных барабанах с внешним
обогревом и внутренним потоком. Та-
кой процесс в /-«/-диаграмме показан
на рис. 191.

Точка В' характеризует парамет-
ры горячих газов, поступающих в об-
муровку барабана. При внешнем обо-
греве барабана газы охлаждаются,
однако влагосодержание их остается
неизменным, поскольку температура
газов остается все время значительно
выше температуры насыщения, а при-
тока влаги извне в пределах обму-
ровки барабана не имеется. Охлаж-
дение газов при постоянном влагосо-
держании происходит до момента их
поступления внутрь барабана.

Указанный период в /-«/-диаграм-
ме выражается вертикальной прямой
В'В и с параметрами, определяемы-
ми точкой В, газы поступают внутрь
барабана, и с момента встречи их с су-

Рис. 191. Промежуточный пологрсв
в сушильном барабапс с внешним
обогревом и внутренним
потоком

шимым материалом начинается про-
цесс влагоотдачи, вследствие чего вла-
госодержапие газов постепенно повышается. Однако этот процесс в дан-
ном случае нс будет протекать адиабатически (по линии ВС'), как
при теоретическом процессе сушки в обычных барабанах с прямотоком
или противотоком. В данном случае газы внутри барабана непрерывно
подогреваются за счет охлаждения внешних газов, передающих тепло
внутрь барабана через металлическую поверхность. Следовательно, про-
цесс изменения параметров газов внутри барабана будет протекать по
линии ВС и закончится в точке С. Как показывает линия ВС, темпера-
тура газов в барабане понижается более медленно, чем это имело бы
место при адиабатическом процессе сушки в пределах одного и того же
роста влагосодержания (отрезок ВС[). Теплосодержание газов будет
непрерывно расти за счет теплопередачи через стенку от внешних газов
При теоретическом процессе (без потерь) все тепло, передаваемое через
стенку барабана, полностью осваивается газами, протекающими внут-
ри его.

Следовательно, все тепло, потерянное внешними газами на участке
ВВ', должно быть воспринято газами внутри барабана на участке ВС и
поэтому точки В и С' должны лежать на линии / = сопз(, имея одно и то
же теплосодержание. Легко заметить, что в данном случае мы имеем
дело с бесконечно большим количеством ступеней подогрева, поскольку
подогрев происходит непрерывно.

— 317 —
При внешнем обогреве барабана процесс В'ВС по экономичности
аналогичен процессу ВС, поскольку в обоих случаях расход воздуха
пропорционален одному и тому же отрезку ОС, а начальные параметры
воздуха определяются неизменной точкой В'. Однако при процессе В'С
не только максимальная температура газов по и средняя темпера-
тура их в течение всего процесса значительно выше, чем максимальная
температура при процессе ВС.

Это преимущество внешнего обогрева важно при наличии внутрен-
него противотока, так как противоток в отношении конечной температу-
ры высушенного материала требует низких начальных температур га-
зов, что в свою очередь повышает удельный расход тепла и в особенно-
сти удельный расход газов.

Однако процесс внешнего обогрева и внутреннего противотока не
имеет ощутимых тепловых преимуществ против прямоточного процесса
и поэтому нельзя рекомендовать конструктивное усложнение всей ус-
тановки, связанное с внешним обогревом. С этой же точки зрения тем
более не имеет смысла прибегать к внешнему обогреву и внутреннему
прямотоку.

в) Рециркуляция отработанного воздуха

В некоторых сушильных установках часть отработанного воздуха
(или газов) снова подают в сушило в смеси со свежим воздухом, т. е.
предусматривают рециркуляционный процесс, осуществляемый по

Рис. 192. Схемы рециркуляции отработанного
поздуха

а — без пэдогреьа снеси; б — с подогревом смеси в ни*
юрифсрс; о — с подачей рециркулирующего воздуха и
рабочее пространство сушила

рис. 192. Часть отрабо-
танного воздуха, регули-
руемая заслонкой /, и в
том и в другом случае
выбрасывается в атмо-
сферу, а остальная часть
рециркулирует. По схеме,
изображенной на рис.
192, о, рециркулирующий
воздух смешивается со
свежим воздухом в
пропорции, регулируемой
заслонками 2 и 3, смесь
подогревается в калори-
фере 4 и поступает в
сушильную камеру. По
схеме же рис. 192, а ре-
циркулирующий воздух
добавляют к потоку горя-
чего воздуха или дымо-
вых газов, поступающих
из печного цеха или от
других источников. Смесь
охлаждают наружным
воздухом до определен-
ной температуры и пода-
ют в сушильную камеру.
По схеме рис. 192,в ре-
циркулят подают в рабо-

чес пространство сушила
(зонная рециркуляция).
На рис. 193 приведен процесс рециркуляции отработанного воздуха
по схеме рис. 192,6 в /-«/-диаграмме. Точка А на диаграмме соответст-
вует параметрам свежего воздуха, а точка С — отработанного воздуха
Как было показано (см. рис. 180), точка С| смеси будет лежать на пря-
мой, соединяющей точки отдельных компонентов, в данном случае А и
С- Процесс подогрева в калорифере протекает по линии С(В1 ((/ =
= соп$1), теоретический же процесс сушки — по липин В|С (/=сопз1).

При смешении свежего и отработанного воздуха получим следую-
щее выражение для баланса влаги:

аА + пЛс=* (* + п>асе	О53)

где (1а, Лс и (1С — влагосодержания точек А, С и Сг,
п— количество сухого воздуха в рециркулирующем от-
работанном воздухе в кг на 1 кг свежего воздуха
при теоретическом процессе сушки.

Решая уравнение (153) относительно п. получим

«С “«С,
или, заменяя разности влагосодержаний соответствующими пропорцио-
нальными отрезками /-«/-диаграммы,

л =	(154)

Рис, 193. Рециркуляции отработан-
ного воздуха с подогревом в калори

Рис. 194. Рециркуляция отработанно
го воздуха с выпадением

конденсата

фере
Процентное содержание рециркулирующего отработанного воздуха
в смеси, поступающей в сушило, очевидно, равно:

— |(Х)= ——100 = —100 = — 100.	(155)

1 + л	и дс.	СхС+лс,	лс

С|С

При налички тепловых потерь взамен линии В,С получится некото-
рая политропическая линия.

Иногда при смещении отработанного воздуха со свежим воздухом
по вышеприведенному графическому правилу пропорциональных отрез-
ков точка смеси может оказаться ниже кривой ? 100%, как показано
на рис. 194. Точка С(, лежащая ниже кривой полного насыщения, яв-
ляется фиктивной точкой, так как воздух не может быть в пересыщен-
ном состоянии. Этой фиктивной точке соответствует некоторая реальная
точка смеси иа кривой с? = 100% с влагосодержанием </Л,, меныннм,
чем влагосодержание (1С фиктивного пересыщенного состояния. Поэто-

'	4Г — 4^

му при переходе от точки С) к точке .V должно выпасть —	‘ кг

влаги на 1 кг сухого воздуха, вследствие чего теплосодержание точки .V
должно уменьшиться по сравнению с теплосодержанием точки С| на

4^

величину теплоты жидкости в количестве 	- кг, т. е. должно

иметься равенство

'с.-^^хгЧ;	О**)

где /с и /д, —теплосодержания точек С, и IV;

— температура точки У.

Поэтому точка ДО должна лежать не на линии /с -сскп$1. а несколь-
ко ниже. Для определения направления луча из точки Сп на пересече-
нии которого с линией ср =100% находится точка IV, поступаем следую-
щим образом. Примем, что температура искомой точки ДО равна темпе-
ратуре точки М, лежащей на пересечении /с,=сопз1 с кривой<р—
= 1007». т. е.

=	(156а)

что практически весьма близко к истине. Тогда, подставляя равенство
(156а) в уравнение (156), получим

а -'"1000 = 6,.	(157)

лс,~лн

Нетрудно заключить из геометрических соображений, что для лю-
бой точки, лежащей на луче С,. имеет место соотношение, подобное
(157). Так, например, для точки Л:

1000 = 1м,
‘‘с, — ’1!.

или, выражая дробь в соответствующих отрезках /-^-диаграммы, полу-
чим:

^.^-1000 = ^,	(158)

С11/
где Ми и !Ла—масштабы теплосодержаний н влагосодержаний, /-</-
диаграммы.

Для /-(/-диаграммы № 1

1 000 - О,1П‘°°' = 500,

Мд

следовательно,

500 — = /
С1Р

откуда

500

Итак, правило графического нахождения реальной точки смеси Л/,
соответствующей фиктивной точке Сь может быть сформулировано сле-
дующим образом: из точки С| проводим адиабатическую линию =
= согЫ и на ней выбираем произвольную точку Л'; определяем темпера-
туру точки пересечения /с = соп$1 с кривой полного насыщения (<р =
= 100%) и отрезок С[Д, пропорциональной разности влагосодержаний
точек С| и К; от точки К откладываем вниз по вертикали отрезок КЬ =
= ('' и находим точку Ь, соединив которую с фиктивной точкой смеси

С|, находим искомую реальную точку
/V, лежащую на пересечении луча С|2.
с кривой" ? = 100%. Следовательно,
действительный процесс смешения
происходит не по прямой СС[А, а по
кривой С8МОА.

Процесс рециркуляции может осу-
ществляться при различных постоян-
ных параметрах. На рис. 195 показаны
процессы сушки с различными пропор-
циями рециркулирующего отработан
ного воздуха при неизменных парамет-
рах его, определяемых точкой С, об-
щей для всех процессов. Прямая, сое-
диняющая точку С с точкой А, харак-
теризующей наружный воздух, являет-
ся геометрическим местом точек всех
состояний смеси этого воздуха с отра-
ботанным воздухом в различных про-
порциях. В данном случае приведены
три процесса, из которых процесс АВС
без рециркуляции (п=0), а процессы
СХВ}С и С2В2С с рециркуляцией с
пропорциями смешения, определяе-

Рис. 195. Процесс рециркуляции
отработанного воздуха при
постоянны-: значениях и 1з

мыми для первого процесса показате-

ле!

лем Л| =-— и для второго процесса
С1С

„ -

ГЦ — -

Так как при теоретическом процессе теплосодержание воздуха, по-
ступающего в сушило, равно теплосодержанию отработанного воздуха
(/] — /2), то точки В. Вь В2 и С должны лежать на линии /1 = сопз(.Это
условие однозначно определяет те температуры (/, ,/,,/, ), до которых
должен быть подогрет воздух перед впуском в сушило. Таким образом,
при постоянных параметрах отработанного воздуха ( и /2) температу-
ра подогрева воздуха, поступающего в сушило, зависит от количества
рециркулирующего отработанного воздуха, причем с увеличением этого
количества указанная температура понижается. Ранее указывалось, что
расход тепла в процессе сушки пропорционален углу наклона к гори
зонту прямой, соединяющей начальную и конечную точки процесса. Сле-
довательно, для приведенных на рис. 195 трех процессов АВС, С}В}С и
С2В2С расходы тепла равны друг другу, так как их начальные и конеч-
ные точки (А и С, С, и С, Сг и С) лежат па одной прямой.

Расходы воздуха па 1 кг испаренной влаги для указанных процес-
сов равны:

. -	1 000 .	_	1 000	/	1 000

1	И 1	—^с,

или в масштабе диаграммы Л» /:

.	5 000	,	5 000	.	5 000

I —-------: /. -----и /. =-------.

СО 1 СО1	со-

(159)

(160)

По, так как Сй>СО\>СП2, то, очевидно, /<Л</2.

Руководствуясь вышеприведенными соотношениями, получим для
первых двух процессов

1}__ас~ал

I	Лс — <1С^

(161)

и для тех же процессов

ас, — Лл
п. =-------

Если прибавить по единице к обеим частям последнего равенства,
то получим

(162)

(163)

воздуха
никакой

где п —

Сравнивая равенства (161) и (162) видим, что
у- = п + 1. или /г = /(п+1).

Таким образом, рассмотренные процессы рециркуляции
при постоянных параметрах (<р = соп5( и /2=согиг1), не принося
тепловой выгоды, увеличивают расход воздуха в (п+1) раз,

число килограммов рециркулирующего сухого воздуха на 1 кг сухого
свежего воздуха. Так, например, при возврате к вентилятору 50% отра-
ботанного воздуха производительность вентилятора должна быть вдвое
больше, чем при отсутствии рециркуляции (перерасход 100%).

Проанализированная схема возврата <прн постоянных значениях 12
и ср, имеет большое практическое значение для сушки материалов, тре-
бующих низких температур воздуха, поступающего в сушило. Как вид-
но на рис. 195, /[>/; > (\ , т. е. с увеличением количества рециркулирую-
щего воздуха понижается начальная температура. Так, например, если
без рециркуляции (п=0) процесс протекает при температуре /1“=120а,
го при возврате 50% отработанного воздуха с ч = 60% необходимая
температура подогрева понижается до 82э, если наружный воздух имеет
/о=20э и ?0 =60%.
На рис. 196 процессы рециркуляции осуществлены при одном посто-
янном параметре отработанного воздуха (<?а—сопз!, /г^аг) и при по
стоянной температуре воздуха, поступающего в сушило (/,^согН).Точ-
кой А определяются параметры свежего воздуха. Точки С| и С2 опре-
деляют параметры смеси при возврате различных количеств отработан-
ного воздуха. В процессе С2В2С'/ на 1 кг свежего воздуха (точки Л)
приходится рециркулирующего возду-
ха (точка С") п=ас * кг, в процессе

же С^С' это количество определяет-
ся величиной Л] = причем п>лг
и соответственно >й\, т. е. с увели-
чением количества рециркулирующего
воздуха диаграмма процесса сушки
перемещается в область более высоких
влагосодержаний, если сохраняется
постоянной начальная температура
воздуха, поступающего в сушило. Ес-
ли проследить за изменением отрезков
С"О" и С'О', характеризующих расход
воздуха па I кг испаренной влаги, то
легко убедиться, что с увеличением
процента рециркулирующего отрабо-
танного воздуха эти отрезки умень-
шаются; следовательно, увеличивается
расход воздуха, однако далеко не так
резко, как при рециркуляции, пред-
ставленной на рис. 195.

Угол у, пропорциональный расходу
тепла, для двух процессов, изобра-
женных на рис. 196, уменьшается с
увеличением количества рециркулиру-

Рис. 196. Пооцесс рециркуляции от-
работанного воздуха при

6 — соп8(, у» = сопМ и «= уаг

ющего воздуха, следовательно, рецир-
куляция дает некоторую тепловую вы-
году. Это происходит вследствие того,
что, вообще говоря, когда ?а>«0 (этот
случай изображен на рис. 196), из точ-
ки А можно провести луч, касательный

кривой с максимальным значе-

нием угла 7 . Для всех точек отработанного воздуха, лежащих по обе
стороны от точки касания, мы будем иметь меньшие углы. Следователь-

но, при <Рг>'р0> с рециркуляцией отработанного воздуха расход воздуха

на сушку сперва увеличивается с повышением процента рециркуляции,

достигает максимума, а затем непрерывно падает.

Подобная зависимость расхода воздуха от соотношения между
и ^была рассмотрена выше в связи с влиянием на экономичность про-
цесса сушки повышения начальной температуры подогрева воздуха. Ес-
ли ?а <	, то усиление рециркуляции всегда ведет к экономий тепла.

На рис. 197 и 198 даны диаграммы экономии тепла и перерасхода воз-
духа в зависимости от процента рециркулирующего отработанного воз-
духа для летних и зимних условии, причем подсчеты произведены для
случая пользования чистым воздухом. В данном случае, как н в преды-
дущем, при оценке целесообразности применения рециркуляции в опре-
деленных пределах значения п необходимо учитывать повышение точки
росы смеси с увеличением п. На рис. 199 дана зависимость точки росы
от количества рециркулирующего воздуха для условий, принятых при
составлении рис. 197 и 198. Так, например, при возврате 40% отрабо-
танного воздуха экономия тепла составит летом 3%, а зимой 12,2%.
Температура же точки росы летом достигает 32°, зимой 29,5°. Перерасход
воздуха при описанном процессе рециркуляции, вообще говоря, невелик;
в данном случае перерасход летом составляет 8,5%, а зимой 8%.

о Ю 20	30	40 30	60

°’з рециркулирующее; возЗуна

°/а рециркулирующего ЗозЗуго

Рис. 197. Расход воздуха и тепла
при рециркуляции летом:

4=20я,уо=60%, /.=100’,

/ —перерасход воздуха; 2 —экономия
,	тепла

!

Рис. 198. Расход воздуха и тепла
при рециркуляции зимой:

/„= 15’, ?»= 100%, /1==100а.

?4 = 80%

/ — экономия тепла; 2 — перерасход
воздуха

Большое практическое значение имеет рециркуляция по схеме без
калорифера, приведенной па рис. 192. В этой схеме отработанный воз-
дух (или газы) смешивается со свежим горячим воздухом (или газами)
без последующего подогрева смеси. Подобный процесс в /^-диаграмме

Рис. 199. Температура точки росы
при рециркуляции

/ — летом; 2 — зимой

тепла. Однако непосредственно по
менее рельефно, чем в предыдущи

показан на рис. 200. Отработанный
воздух (точка С) смешивается с го-
рячим воздухом (точка В') в олре

деленной пропорции, в зависимости

от которой находятся параметры
смеси (точки В и В"). Для смеси,

характеризуемой точкой В, показа-
, В'В

гель рециркуляции п = — .

1%С

Для смеси точки В": п"=-^п
о С

Расход воздуха для смеси В
пропорционален отрезку СО, а для
смеси В" — отрезку СО". Легко

установить, что и в данном случае,
как и при рециркуляции по рис. 193,
расход воздуха увеличивается в
(п + 1) раз. Такая схема рециркуля-
ции даст определенную экономию
диаграмме эта экономия выявляется
< схемах, в связи с отсутствием на

диаграмме линии подогрева воздуха.

Обратимся к принципиальной схеме рециркуляции (рис. 192).

Пусть по установленному режиму сушки в точке 5 перед сушилами не-
обходимо поддерживать некоторую температуру Обычно воздух
(или газ), поступающий в линию 4. имеет значительно более высокую
температуру, чем и поэтому он предварительно разбавляется холод-
ным воздухом. При наличии рециркуляции часть холодного воздуха мо-
жет быть заменена рециркулирующим воздухом, что даст определен-
ную тепловую экономию, так как отработанный (рециркулирующий)
воздух всегда имеет более высокую температуру, чем свежий наружный
воздух.

Следовательно, для охлаждения 1 кг горячего воздуха до темпера-
туры потребуется меньше холодного воздуха, чем отработанного;
поэтому на 1 кг смеси с температурой в первом случае потребуется
больше горячего воздуха, чем во втором. Определив эту экономию в
расходе горячего воздуха, можно подсчитать соответствующую эконо-
мию тепла. Пример такого подсчета приведен на рис. 201, Пусть точка
В" характеризует горячий воздух, которым располагают для сушил,
точка С — отработанный воздух, подвергаемый рециркуляции. Проведя
из точки С линию / = сопз1, определяем точку В' с температурой до
которой должен быть предварительно охлажден горячий воздух, после
чего рециркулирующий воздух будет в состоянии охладить его допол-
нительно от температуры до температуры Для этого на 1 кг горя-
чего воздуха с параметрами точки В' понадобится п' килограммов ре-
циркулирующего воздуха (точка С), причем п*-—.

В процессе охлаждения от до на 1 кг смеси
буется горячего воздуха (точка В') п кг, где л =
в'с

(точка В) потре-
Количество рециркулирующего воздуха в процентах от количества
смеси, поступающей в сушило, равно --- 100.

в с

При отсутствии рециркуляции горячий воздух должен был бы ох-
лаждаться от температуры /> (точка В') до температуры /1 (точка В")
наружным воздухом (точка Л). При этом на каждый килограмм смеси
потребовалось бы Ло килограммов горячего воздуха, причем

Таким образом, при рециркуляции н$ каждый килограмм смеси

АВ"
получается экономия горячего воздуха на ——
АВ

ВС

В'С

кг.

Если эту экономию выразить в процентах от
расхода горячего воздуха при отсутствии рецир-
куляции, то получим

(164)

Рис. 204. Количество
газов, рециркулирую-
щих в сушильном ба-
рабане

---— веч рециркуляции,
--- с репкркулииией

ВС АВ'

100 Ц —

ВСАВ"

Рис. 203. Теплом я эко-
номия от применения ре-
циркуляции газов в су-
шильном барабане

/ — без рециркуляции; 2 —
с рециркуляцией

Рис. 202. Экономия тепла
при рецяркуляпни по схеме
рис. 199

I — летом; 3 — зимой

С другой стороны, /-{/-диаграмма показывает, что при рециркуляции
весь процесс сушки (линия ВС) перемещается вправо, в область боль-
ших влагосодержаний, и расход смеси (точка В) несколько увеличи

вается, так как ЛС<О'С' при = сопь<.

Перерасход смеси в процентах от расхода смеси без рециркуляции
определяется выражением

. 100(1	(165)

\	С» /

Следовательно, экономию горячего воздуха, подсчитанную по вы-

ражению (164), нужно уменьшить в соответствии с выражением (165).
Тогда мы получим окончательную формулу для подсчета экономии го-
рячего воздуха в процентах от расхода его без рециркуляции;

100 Л —(1
О'С \

ВС-АВ' \

В'САВ"

(166)

В том же проценте выразится экономия тепла.

На рис. 202 приведена диаграмма экономии тепла при рециркуля-
ции чистого воздуха зимой и летом. По оси абсцисс отложены проценты
рециркулирующего воздуха. По оси ординат отложена экономия тепла,
подсчитанная по формуле (166). Для зимнего периода приняты пара-
метры 1о~ —15°, <?о=8О%. для летнего периода /0= 4-20°, ?0 =60%. Как
летом, так и зимой /1=120°; <?2 = 80%.

Значительная экономия тепла может быть получена при при мене
нии рециркуляции по схеме, показанной на рис. 192, б, в сушильных ба-
рабанах. На рис. 203 приведены результаты расчета тепловой экономии
для газов, поступающих в барабан с температурой от 500 до 800°, при
неизменной температуре отработавших газов, равной 100°. Максималь-
ная экономия от рециркуляции отработавших газов при данной темпе-
ратуре рабочей смеси должна получиться, вообще говоря, в том
случае, когда топочные газы охлаждаются до температуры рабочей
смеси исключительно за счет рециркулирующих газов без предвари-
тельного охлаждения наружным воздухом. Поэтому при составлении
графиков рис. 203, имеющих целью определение максимальной эконо-
мии тепла от рециркуляции, нами выполнено указанное условие. Тем
пература топочных газов принята равной 1100°, влагосодержание
30 г/кг. Соответствующие удельные расходы тепла при рециркуляции
сопоставлены с расходами тепла в том случае, если бы топочные газы
охлаждались до температуры рабочей смеси исключительно наружным
воздухом с температурой 0°, т. е. при отсутствии рециркуляции.

На рис. 204 показаны количества рециркулирующих газов, необхо-
димые для охлаждения топочных газов до температуры рабочей смеси.
На первый взгляд казалось бы, что расход рециркулирующих газов с
температурой 100° должен быть больше соответствующего расхода хо
лодного воздуха, однако на самом деле эти расходы почти равны вслед-
ствие большого влагосодержания отработанных газов № = 430 г/кг).

Имея в виду, что теплоемкость водяных паров равна 0,47 ккал/кг,
а теплоемкость сухого воздуха — 0,24 ккал/кг, каждый килограмм па-
ров по эффекту охлаждения топочных газов равеп почти вдвое больше-
му количеству сухого воздуха. Это обстоятельство в данном случае
резко снижает расход рециркулирующих газов по сравнению с значи-
тельно более сухим наружным воздухом

№ = 3,85 г/кг при <р= 100%).

Па рис. 204 показаны также расходы топочных газов на 1 кг рабо
чей смеси (с учетом соответствующих влагосодержаний) и расходы
рабочей смеси н топочных газов на 1 кг испаренной влаги.

Из рассмотрения рисунка видно, что с увеличением количества ре-
циркулирующих газов уменьшается удельный расход рабочей смеси по
сравнению с соответствующими расходами без рециркуляции. Так, на-
пример, при температуре рабочей смеси /1 = 500° расход рабочей смеси
с рециркуляцией равен 4,67 кг, а без рециркуляции — 6,5 кг. Тс же рас-
ходы при /| = 800° равны 3,1 и 3,68 кг. Это, на первый взгляд, парадок-
сальное явление объясняется тем, что в отличие от рециркуляции в
сушилах для сушки изделий в сушильных барабанах имеют место боль-
шие влагосодержания газов. Водяные пары с температурой выше точки
росы на всем протяжении барабана являются ценным теплоносителем с
большой теплоемкостью. С другой стороны, благодаря высоким темпе-
ратурам воздух остается в течение всего процесса сушки с небольшим
коэффициентом относительной влажности. Эти два обстоятельства и
снижают удельный расход рабочей смеси газов. Вследствие этого
уменьшается скорость газов в барабане, а следовательно, и унос пыли
из него. Одновременно рециркуляция газов дает значительную эконо
мию тепла. При /1 = 500° удельный расход тепла с рециркуляцией со-
ставляет 669 ккал, без рециркуляции — 795 ккал, т. е. в первом случае
экономия составляет 16%. При /! = 800° расходы тепла соответственно
равны 615 и 765 ккал, экономия —18,5%.

Рассмотрим еще одну схему рециркуляции отработанного воздуха,
показанную на рис. 192, в. Эта схема отличается от двух предыдущих

тем, что смешение рециркулирующего воздуха с основным производит-
ся не за пределами сушильной камеры, а внутри ее. Такая схема ре-

Рис. 205. Рециркуляция отработанно-
го воздуха по схеме рис. 192

циркуляции применяется в некоторых
противоточных туннельных сушилах с
целью смягчения режима сушки в на-
чальной зопе, где сырец имеет высо-
кую влажность и особенно чувствите-
лен к возникающим объемным напря-
жениям. На рис. 205 рассматриваемый
процесс показан в /-^-диаграмме
Точка В характеризует воздух, посту-
пающий в сушило из центрального ка-
нала, а точка С — отработанный воз-
дух, покидающий сушило. При теоре-
тическом процессе сушки эти две точ-
ки располагаются на общей линии
/=сопз1.

Как показано на рис. 192, в, часть
отработанного воздуха возвращается
в сушило в точке 5 и здесь смешивает-
ся с основным потоком воздуха, про-
текающим внутри него. Пусть на 1-с1-
диаграмме точка С" в тепловом отно-
шении соответствует конструктивной
точке 5 самого сушила. Точку С" легко
определить, если иа диаграмму нане
сти один из параметров основного по
тока воздуха в сушиле у места ввода
рециркулирующего отработанного воз-
духа: температуру (ф или влаго-
содержание (^д). Состояние смеси

основного воздуха и рециркулирующе-
го будет определяться на /-^-диаграм-
ме точкой С", отсекающей на прямой СС" два отрезка, длина которых

определяется соотношением количеств компонентов смеси, если иметь
в виду, что при теоретическом процессе точки В, С и С" лежат иа общей
линии / ™ сопз!. Однако в данном случае в отличие от случаев уже про-
анализированных нами в настоящем разделе непрерывность процесса
изменения параметров воздуха внутри сушила нарушается и происходит
местное понижение температуры и повышение влагосодержания: из точ-’
ки С" процесс переходит в точку С' с температурой 1'2 и влагосодержа-
нием (1'2, вследствие чего на адиабате ВС появляется разрыв, показан-
ный пунктирной линией. Следует иметь в виду, что при рассматриваемой
схеме рециркуляции, кроме качественного изменения агента сушки при
переходе от точки С" в точку С', происходит и количественное измене-
ние его.

Обозначим через п количество отработанного воздуха в килограм-
мах (точка С), добавляемого к 1 кг основного воздуха (точка С"), внут-
ри сушила. Очевидно, п =

Тогда, по геометрическим соображени-

„ СК	СП-(СО' + СО')

ЯМ’ СР'	СО'

откуда

1

4- п. —

СР—С' О'
СО'

(167)

Определим расход свежего воздуха (точка В) на испарение 1 кг
влаги. Каждый килограмм свежего воздуха на первом участке сушила
(до смешения с рециркулирующим воздухом), судя по /чЛдиаграм-
ме, поглощает С"О"-Маг влаги при масштабе влагосодержаний Л1^.
На втором участке сушила каждый килограмм воздушной смеси (с па-
раметрами точки С) поглощает СО-М^г влаги, а каждый килограмм
свежего воздуха (с параметрами точки С') поглощает влаги
СО'‘М4(\ + п) г, поскольку 1 кг этого воздуха содержится в (14-л) кг
смеси.

Следовательно, суммарный прирост влагосодержания свежего
воздуха в пределах сушила будет равен:

(1г — — Ма ((Г О’ 4- С1У (\ 4-л)| г/кг сухого воздуха.

Принимая во внимание равенство (167), получим

— Ма (с" ГУ 4- СР' —	) 3 СО  г/кг сухого воздуха.

Таким образом, установлено, что рециркуляция отработанного
воздуха по рассматриваемой схеме (рис. 192, в) не влияет на расход
свежего воздуха (а следовательно, и тепла), поступающего в сушило
из центрального канала, и только повышает количество воздуха, про-
текающего в самом сушиле на участке с рециркуляцией по сравнению
с предыдущим участком без рециркуляции.

Здесь следует оговориться, что при всех вышеизложенных подсче-
тах и рассуждениях, связанных с рециркуляцией, вопрос рассматри-
вался статически, так как нет возможности учесть динамику процесса,
очевидно, подвергающуюся в свою очередь влиянию рециркуляции.

г) Многократная циркуляция

Описанные выше схемы использования отработанного воздуха
принципиально отличаются от его многократной циркуляции внутри
самой сушильной камеры, что имеет место в ряде сушил.

На рис. 81 изображена камера с многократной циркуляцией воз-
духа, подогреваемого внутри камеры ребристыми трубами. На рис. 206
дана графическая интерпретация процесса, происходящего в этой ка-
мере. Точка А диаграммы определяет параметры наружного воздуха
и, следовательно, соответствует состоянию воздуха в подводящем ка-
нале. Точка С в /-^-диаграмме определяет параметры отработанного
воздуха и соответствует его состоянию на поду сутпильной камеры или
в отводящем канале. Подсасывая из-под экрана часть отработанного
воздуха струями свежего воздуха, получаем смесь, характеризуемую
некоторой точкой Сь лежащей на прямой, соединяющей точки А и С.
Положение точки С на этой прямой, как было выяснено раньше, зави-
сит от пропорции, в которой будут смешиваться отработанный и све-
жий воздух, причем л = где п — количество отработанного возду-
ха в килограммах на 1 кг наружного воздуха. Таким образом, точка С
будет соответствовать состоянию воздуха перед нагревательными при-
борами, установленными под подводящим каналом.

Пройдя между ребристыми труба-

Рис. 206. Многократная циркуляция
воздуха внутри сушила с подогревом
смеси

ми, паровоздушная смесь нагревается
до определенной температуры, причем
процесс нагрева будет протекать от
точки С) по вертикали (й = соп8() до
точки В}, лежащей на заданной изо-
терме (Л).

Точка В| па рис. 206 будет соот
ветствовать состоянию воздуха над
батареями, за экраном и в подпото-
лочном пространстве камеры. Адиаба-
тический процесс испарения влаги в
рабочем пространстве камеры будет
протекать по / = соп§( от точки В1 до
точки С. Следовательно, весь процесс
подогрева и работы воздуха в сушиле
(от подводящего до отводящего кана-
лов) будет протекать по ломаной ли-
пин .4С1в]С.

Расход воздуха при этом процессе
будет определяться отрезком СО, пред
ставляющим в масштабе влагосодер-
жания разность влагосодержаний воз-
духа. покидающего сушило (точка С),
и воздуха, поступающего в сушило
(точка А), т. е. —</ц. Следовательно,
расход воздуха в килограммах па 1 кг
испаренной влаги составит:

1 000

С1) Ма ’

где М — масштаб влагосодержаний для данной /-(/-диаграммы

Расход тепла на 1 кг испаренной влаги будет равен (в ккал/кг}:

М1 АН

? = /(/5-/о)= 1000

где М1 — масштаб теплосодержаний.

Легко видеть, что процесс АВС имеет те же расходы воздуха и
тепла, что и рассмотренный выше процесс ЛС^С, но температура
подогрева воздуха Л в первом процессе значительно выше, чем темпе-
ратура Л во втором.

Следовательно, многократная циркуляция воздуха внутри сушиль-
ной камеры повышает экономичность процесса сушки, делая его равно-
ценным и по расходу воздуха и по расходу тепла некоторому процессу
без многократной циркуляции, ко с более высокой температурой по-
догрева воздуха (/|>Л).

Если же рассматривать процесс С^С по отношению к процессу-
ЛВС как процесс с рециркуляцией отработанного воздуха вне сушиль-
нон камеры, как это было рассмотрено пыше, то эти процессы будут
равновелики по расходу тепла, по не по расходу воздуха, так как для
малого процесса расход воздуха I будет определяться отрезком СО', а
для большого процесса расход воздуха Ц—отрезком СО. Но так как

1 000

СО’ Ма ’

I 000 г гл' гл
.	и си < си,

1 сома

то, очевидно, Таким образом, при работе в пределах одних и тех
же температур с внутренней многократной циркуляцией и с внешней
циркуляцией воздуха в первом случае будет иметь место значительное
преимущество в том отношении, что при одной и той же тепловой эко-
номичности будет тратиться меньше воздуха на 1 кг испаренной влаги
и благодаря этому понадобится вентилятор меньшей производитель-
ности.

Эта экономия воздуха объясняется нижеследующим. Расход воз-
духа зависит от разности его влагосодержанин в подводящем и отво-
дящем каналах и от процесса внутри самой камеры постольку', посколь-
ку этот процесс и конечном итоге определяет влагосодержание воздуха,
поступающего в отводящий канал. При одном и том же влагосодер-
жанин отработанного воздуха (точка С) при внутренней многократной
циркуляции воздух в подводящем канале имеет влагосодержание точ-
ки Д, а при внешней рециркуляции — большее влагосодержание точ-
ки С|

При рассмотрении /-^/-диаграммы многократной циркуляции
(рис. 206) видно, что количество воздуха, поступающего и покидающе-
го сушило, па 1 кг испаренной влаги равно;

1 _ I см»

~ СО Ма'

Количество же воздуха, циркулирующего в рабочем пространстве
с сырцом, где процесс, испарения происходит в пределах точек В1 и С,
равно:

(	1 ОСО

’ СО' Ма ’
откуда

А - СГ)
I ~ СО' ’

или, вследствие подобия треугольников СП'С\ и СПЛ,

1л   АС __ ЛС14-СС1  ЛС?|	।

Т ~ СС1 ~ СС1	ссг

лс< *

Выше было отмечено, что	—- =л, где п— количество отрабо-

сс ।

танного воздуха в килограммах на 1 кг наружного воздуха. Следо-
вательно,

или

=л+1, /, = /(л+1).	(168)
Равенство (168) показывает, что количество воздуха /», циркули-
рующего в рабочем пространстве сушила, больше количества воздуха
I, поступающего и покидающего сушило в (л+1) раз, почему такие
сушила и называют сушилами с многократной циркуляцией воздуха
Подобное же соотношение было выведено раньше для расхода воздуха
с внешней рециркуляцией отработанного воздуха и без рециркуляции

Выше было отмечено, что многократная циркуляция воздуха по-
нижает температуру подогрева воздуха без ущерба для тепловой эко-
номичности. Это обстоятельство име-
ет чрезвычайно важное значение в
смысле уменьшения степени нерав-
номерности сушки. Если закрыть
нижнюю часть экрана в сушиле и
тем самым прекратить возврат от-
работанного воздуха в поток свеже-
го воздуха из подводящего канала,
то можно будет работать по боль-
шому циклу АВС. При этом верхний
ряд сырца в рабочей части камеры
будет находиться под воздействием
воздуха с параметрами точки В, а
нижний ряд—точки С. При много-
кратной же циркуляции верхний ряд
будет омываться воздухом с пара-
метрами точки В}. Следовательно
во втором случае разность темпе-
ратур и влагосодержаний по высоте
камеры будет понижена по сравне-
нию с первым случаем, и, таким об-
разом, уменьшится степень неравно-
мерности сушки, что характерно для
сушил с многократной циркуляцией
в отличие от сушил с однократной
циркуляцией.

Мы рассмотрели подробно про-

Рис. 207. Многократная циркуляция цесс многократной циркуляции на
воздуха внутри сушила	примере камеры с внутренним подо

гревом воздуха, так как в этом
случае особенно наглядно можно проследить отдельные стадии этого
процесса. Если сушило выполнено с непосредственпой подачей горяче-
го воздуха в подводящий канал, то процесс в /-4-диаграмме несколь-
ко видоизменится. По этой схеме рециркуляции состоянию горячего
воздуха в подводящем канале будет соответствовать точка В (рис. 207).
Точка С, как и раньше, будет определять параметры отработанного
воздуха, точка же, соответствующая смеси горячего воздуха и подса-
сываемого им отработанного воздуха, будет лежать на линии ВС. Если
эта точка будет Сь то пропорция смешения определится величиной

Точка С| будет соответствовать состоянию воздуха за экраном
после смешения и под потолком камеры Теоретический процесс сушки
будет протекать по линии ВС, затем отработанный воздух (точка С)
снова частично будет возвращаться за экран, и смесь с параметрами
точки С1 повторит прежний цикл. Следовательно, все стадии изменения
параметров воздуха от подводящего до отводящего каналов будут
изображены графически линией ВС. И здесь нетрудно заметить, что
все рассуждения о преимуществах и особенностях процесса много-
кратной циркуляции остаются в силе, однако графическая интерпрета-
ция становится несколько менее наглядной.

Пользуясь /-^-диаграммой на рис. 207, можно в действующем су-
шиле определить усредненную кратность циркуляции воздуха. Для это-
го необходимо замерить параметры воздуха в подводящем и отводя-
щем каналах и по ним нанести на диаграмму точки В и С. Затем нуж-
но замерить температуру смеси близ первой полки с сушимым сырцом
и соответствующей изотермой Л отсечь точку С| на линии ВС. Искомая

_	0С,

кратность циркуляции воздуха будет п=—! .

с,с

Д) Замкнутый процесс с конденсацией

Тепловой эффект рециркуляции отработанного воздуха несколько
повышается, если при смешении его с наружным воздухом происходит
выпадение части влаги отработанного воздуха вследствие конденсации.
Способ нахождения точки смеси при

Чонд&са'п

Рис. 208. Схема замкнутого процесса
сушки с конденсацией

Рис. 200. Замкнутый процесс сушки
с конденсацией

На рис. 209 дана /-^-диаграмма работы установки с конденсато-
ром. При выключенном конденсаторе процесс протекает по ломаной
линии АВС. При включении конденсатора отработанный воздух с па-
раметрами точки С будет охлаждаться при постоянном влагосодержа-
нии до полного насыщения (?=100%) полинии С С' без конденсации
влаги. При дальнейшем охлаждении начнется выпадение влаги, и точ-
ка С? будет перемещаться по линии
точке А.

9 = 100% по направлению к

Если ограничиться охлаждением воздуха до температуры, соот
ветствующей, например, точке А|, то количество сконденсировавшейся
влаги на каждый килограмм сухого воздуха выразится в масштабе
влагосодержаний отрезком С'Е, измеренным в миллиметрах. В даль-

нейшем процесс подогрева в калорифере (при постоянной темпера-
туре /]) будет протекать по линии А^, а процесс сушки — по линии В|С[
(теоретический процесс).

Рис. 210. Расход тепла при коняенсациовпой
установке (во всех случаях
б= Ю0°. ?а=80%)

( — при «,= 100%. (,=—16*; 2 —при конденсации пар»;
Л — при О„=<Ю%, /,-'-•-20*

С параметрами точки
С] отработанный воздух
будет поступать в кондеи
сатор н охлаждаться по
линии С]С^Л|, снова на-
греваться по линии А|В|
и т. д.

При работе по замк-
нутому циклу Л)В1С|С; Л|
и пропуске всего воздуха
через конденсатор в нем

будет выделяться вся вла
га, испарившаяся в суши-
ле, причем путем переме-
щения точки А] по линии
9=100% и вместе с ней

всего замкнутого цикла
можно работать с любой
начальной влажностью воздуха, поступающего в сушило. В дан

ном случае с уменьшением конденсации влаги в конденсаторе весь
процесс будет перемещаться в область возрастающих влагосодер-
жаний.

Тепловая экономичность работы с конденсатором обусловливается
тем, что после конденсатора температура отработанного воздуха обыч-
но выше, чем температура наружного воздуха, и поэтому понижается
расход тепла на его подогрев. Следовательно, экономия тепла будет
тем больше, чем ниже температура наружного воздуха и чем выше
температура циркулирующего воздуха после конденсатора Темпера
тура воздуха после конденсатора будет определять одновременно и
влагосодержание этого воздуха, являясь температурой точки росы
(9 = Ю0%).

На рис. 210 показан расход тепла на 1 кг испаренной влаги в зави-
симости от температуры воздуха после конденсатора (т. е. в зависн
мости от положения точки А] на рис. 209) при подогреве в калорифере
до (, = 100° и увлажнении его в сушиле до 92=80%. На том же рисунке
для сравнения нанесены расходы тепла летом н зимой без кондснсаго
ра при тех же значениях Ц и 9Я.

Как видно из сопоставления расходов тепла, работа с конденсато-
ром даст тепловую экономию только в зимний период, причем эта эко-
номия достигает значительных размеров: при температуре воздуха
после конденсатора от 4-10 до 4-40° расход тепла соответственно по-
нижается на 175 и 285 ккал на 1 кг влаги, испаренной в сушиле, т. е.
достигается экономия в 16,7 и 27,2%.

Однако повышение температуры воздуха после конденсатора обу-
словливается, как было указано, повышенной влажностью воздуха На
рис. 211 верхняя кривая дает влагосодержание отработанного воздуха
при /=100" и <₽ =80% в зависимости от того, с какой влажностью этот
воздух поступил в калорифер, или. что то же, с какой влажностью или

температурой он покинул кон-
денсатор. Вторая кривая дает
зависимость между влагосо-
держанием и температурой
воздуха после конденсатора.
Ординаты между этими двумя
кривыми определяют количе-
ство влаги, сконденсировав-
шейся в конденсаторе на 1 кг
поступившего в него сухого
воздуха. Для сравнения па том
же рисунке нанесены средние
влагосодержания наружного
воздуха летом и зимой. Если
влагосодержание воздуха пос-
ле конденсатора больше, чем
влагосодержание наружного
воздуха, то имеет место пере-
расход воздуха, как это видно
из рис. 212.

При оценке целесообраз-
ности установки конденсатора
необходимо учесть расход ох-
лаждающей воды, достигаю-
щий больших размеров при бо-
лее или менее мощных сушиль-
ных установках. Так, напри-
мер, при значениях /=1(Хг и
?=80% для охлаждения воз-
духа в поверхностном конден-
саторе до 2(Г потребовалось бы
33 кг воды на каждый кило-
грамм конденсата, если счи-
тать, что при противоточном
движении охлаждающая вода
нагревается от начальной тем
пературы +5° до температуры
на 10“ ниже температуры воз
духа после конденсатора. При-
менение конденсатора смеше-
ния значительно сокращает

Г-да после конденсатора 6 град.

Рис. 211. Влагосодержание воздуха в
зависимости от температуры после кон-
денсатора (во всех случаях 6 — 100е,

I — до Конденсатора-. 2 — после конденсатора:
3 — при «>•=«!% 6—+ 20°' 4 — при 100%
/»•=—15°

Рис. 212. Расход воздуха при конденса-
ционной установке (во всех случаях
6 = 100°, ?,=80%)

I — при конденсаторе; 2 — при Тг = 60%
6=4-20° а — при Ф..=100% 1^=~ 15’

расход ВОДЫ.

е)	Распределенный подвод воздуха
в ПРОТИВОТОЧНОМ ТУННЕЛЬНОМ СУШИЛЕ

При распределенном подводе воздуха в противоточных туннелях
преследуются главным образом цели выравнивания сушки по длине
сушила и предотвращения конденсации влаги.

На первый взгляд процесс подачи горячего воздуха по пути может
показаться аналогичным промежуточному подогреву, но па самом деле
между этими двумя процессами нет ничего общего. При промежуточ-
ном подогреве повышают температуру воздуха, отработанного на дан-
ном участке, при постоянном значении его влагосодержания, так как
весовое количество сухого воздуха остается неизменным. При проме
«уточном же подводе горячего воздуха в туннель изменяются оба па-
раметра смеси (влагосодержание и температура), так как при этом
изменяется количество воздуха. Отметим также, что промежуточный
подогрев повышает теплосодержание воздуха за счет дополнительного
сообщения тепла -неизменному весовому количеству воздуха.

Рис. 213. Распределенный подвод
воздуха в противоточном туннеле

При промежуточном же подводе
воздуха, если рассматривать теорети-
ческий процесс, ввод новой порции
горячего воздуха не изменит теплосо-
держания смеси, так как предыдущая
порция отработанного воздуха сохра
няет начальное теплосодержание в
процессе адиабатического испарения
влаги. Здесь мы исходим из предпо-
ложения, что воздух, раелределенпо
вводимый в туннель, имеет на всех
участках ввода одни и те же темпера-
туры и влагосодержание, как это обыч-
но имеет место.

На основании изложенного легко
проследить процесс промежуточного
подвода воздуха на /-«/-диаграмме
Пусть по длине туннеля подается в рав-
ных весовых количествах воздух в п
точках. Расчет будем вести на расход
1 кг воздуха. Точка В, (рис. 213) ха-
рактеризует параметры воздуха, посту-
пающего в туннель.

Первые 1/л кг воздуха, дойдя от
начала туннеля, точнее от первого мес-
та ввода воздуха (точка В{) до вто-
рого места ввода (точка В2), приоб-
ретут параметры точки в2, лежащей

при теоретическом процессе сушки на
общей с точкой В] линии теплосодержания; при этом на участке В,/?2
каждый килограмм воздуха испарит В2^2 •2 влаги, а всего попарится
влаги на этом участке 1/л В2Ог-Л/йг, где масштаб влагосодержа-
ния /-«/-диаграммы.

В точку В2 вновь поступает 1/л кг воздуха с параметрами точки
В|, в результате чего получается смесь, параметры которой определя-
ются точкой В,, которую легко найти по правилу смешения воздуха

В, В2

различных состояний из отношения отрезков —— . В данном случае
В2 В2

В\В2=В2В2 и точка В'2 лежит по середине отрезка В|В2, поскольку бы-
ли смешаны равные количества (1/л кг) воздуха двух состояний (точ-
ка В} и точка В2).

На участке туннеля между вторым и третьим местами ввода воз-
духа будет иметься 2/л кг протекающего воздуха. Каждый килограмм
этого воздуха испарит В2р3Мл г влаги, а всего испарится влаги
2/лВ3Л3 • М г.
В конце второго участка 2/п кг отработанного воздуха снова сме-
шиваются с \/п кг свежего воздуха с параметрами точки В( и
получается 3/л кг смеси с параметрами точки В'3, положение которой
в, в;

на диаграмме определяется из соотношения—;— = 2, т. е. В}В3—2В3Ву
«з Вл

На участке туннеля между третьим и четвертым местами ввода
воздуха будет иметься уже 3/й кг рабочего воздуха. Каждый кило-
грамм этого воздуха испарит В^л-М,, г влаги, а всего испарится на
этом участке 3/п В^йК'Ма г. Совершенно аналогичные рассуждения
применимы и ко всем последующим участкам.

Сравнивая результаты вышеприведенных подсчетов, легко уста-
новить. что количество протекающего по участкам воздуха равно
(в кг):

1-й участок ...................\/п

2-й	 2/л	,

3-й	 3/л

л-й участок......................л/л	Вп • М</ = 1 кг

Количество же влаги, испаряемой по тем же участкам, будет рав-
но (в г):

1-й участок ...	............. 1/лВ31>8 Л1^

2-й я ....	.......... 2/пВзОз*М^

3-й	.	.......................3/лД4П...Мй

л-й участок ...	............ п!пВпйя Ма

Общее количество влаги, испаренной на всех участках, составит
1лЛТДВ1О2 + 2В8О8 + ЗВ<О< + --. + лВпО,)г

при расходе воздуха в 1 кг. Следовательно, расход воздуха в килограм-
мах на испарение I кг влаги будет равен:

=________________1000_________________

(В3	+ 2Вз Оз 4- ЗВ, Р4 4- • • • -4- пВп Е)п)

Если допустить, что В2О2 = в3Ог = В4Р4= ... =В„Ол, т. е. прираше
ния влагосодержания воздуха по всем участкам равны, то

1 =________ 1 000________

В> Оз (1-4-24-3 4- - - - 4* л I Мд

Практически интенсивность влагоотдачи растет по мере продвиже-
ния сырца от холодного конца туннеля к горячему, т. е. имеет место
условие

Вг О, > 2В3 О8 > ЗВ4Д4>  • • > пВп О„.

При конкретном подсчете расхода тепла и воздуха в подобных су-
шилах следует задаваться количеством влаги, испаряемой на различ-
ных участках, или соотношением между количествами воздуха, посту-
пающего на этих участках, и в обоих случаях изменением параметров
воздуха.

ж)	Увлажнение воздуха, поступающего в сушило

С целью создания определенного режима в сушильной камере
часто приходится увлажнять воздух, поступающий в сушило. Пусть
требуется поддерживать параметры этого воздуха Л и (Ц, тогда как
параметры наружного воздуха, которым пользуются в данной сушиль-
ной установке, равны 1о, йо, причем и /о<Л- Следовательно, на
каждый килограмм сухого воздуха в период увлажнения нужно доба
вить </|— (1о г влаги.

Увлажнение воздуха обычно производят путем впуска пара или
вбрызгивания воды в воздух перед поступлением его в рабочее про-
странство сушильной камеры. На
рис. 214 дана /-(/-диаграмма про-
цесса увлажнения воздуха путем
впуска пара.

Обозначим через /л — теплосо
держание пара, которое известно по
давлению и температуре. Точка .4
определяет параметры наружного-
воздуха /о и с/0, точка В — заданные
параметры Л\ и 1\.

Для повышения влагосодержа-
ния воздуха от с/о до необходимо
на каждый килограмм сухого воз-
духа впустить кг пара, вслед-
юоо г
ствие чего теплосодержание возду
ха после увлажнения повысится на
—^—1Я ккал.

1000 п

Так как обычно температура
пара близка к температуре пагрето
го воздуха и количество впускаемо-
го пара сравнительно невелико, то
температура воздуха после увлаж-
нения изменяется весьма нёзпачн
тельно. Пренебрегая этим измене-
нием температуры, можно принять
что процесс увлажнения протекает
по изотерме от точки В" с влагосо-
держанием </о до точки В с требуе-
мым влагосодержанием </|. В этом

отношении процесс резко изменяется при увлажнении воздуха не паром,
а водой. При этом испарение влаги значительно понижает температуру
воздуха. Процесс такого увлажнения показан па рис. 214.

Точки А и В по-прежнему определяют параметры наружного воз-
духа и увлажненного воздуха. Количество влаги, которое необходимо

сообщить 1 кг сухого воздуха, и и этом случае равно	Это ко-

__	-	Д»—До

личество влаги внесет с собой-----~ ккал тепла, где ~ температура

1000	*	' г

вбрызгиваемой воды

Предполагая, что вся введенная вода испарится и это испарение
произойдет адиабатически, из точки В поднимаемся по линии / —сопз!
до пересечения с линией начального влагосодержания воздуха (70—сопз!
и определяем точку В'. Учитывая теплоту жидкости (которой можно,
впрочем, пренебречь ввиду ее незначительности), откладываем вниз

по вертикали от точки В' отрезок В'В" = ~—— т мм и находим точку
В'", определяющую параметры нагретого воздуха до увлажнения. Как
видно по построению, увлажнение путем взбрызгивания воды значи-
тельно понижает температуру воздуха (/^>Л).

з)	Комбинированные схемы

Выше были рассмотрены различные варианты тепловых схем, при-

Рис. 215. Распределительный подвод
холодного валуха с внутренним зо-
нальным подогревом смеси

меняемых в сушилах: внутренний подогрев агента сушки, распределен-
ный подвод его, рециркуляция и др. Одпако в некоторых случаях мо-
жет оказаться целесообразным при-
менение комбинированных схем,
объединяющих в том или ином со-
четании перечисленные выше. Мы
остановимся на графическом ана-
лизе нескольких комбинированных
схем.

На рис. 215 показана /-(/-диа-
грамма процесса в сушилке с рас-
пределенным подводом воздуха и
внутренним зональным подогревом
Здесь отработанный воздух одной
зоны поступает в последующую зо-
ну, смешиваясь в процессе рецирку-
ляции со свежим воздухом, пода
ваемым в эту зону. Образовавшая-
ся смесь подогревается при прохож-
дении через зональные калориферы
Точка А определяет параметры све
жего воздуха, распределен™» пода-
ваемого в каждую зону сушила.
Точки С, С|, Сз н С3 характеризуют
отработанный воздух в различных
зонах.

В первую зону поступает воздух
с параметрами точки В и покидает

ее с параметрами точки С. В этой
зоне процессы подогрева в калори-
фере протекают по линии С'В, тео-

ретической сушки — по линии ВС.

Точка С' определяет параметры смеси свежего воздуха (точка Л) и ре
циркулирующего отработанного воздуха (точка С). В последующих

зонах осуществляются аналогичные процессы рециркуляции (точки
С|, С2 и Сз) и зонального подогрева (линии С}ВЬ С2В2 и С3В3).

Конечное состояние воздуха, покидающего последнюю зону сушил-
ки, в данном случае определяется точкой С3. Точки В. В\, В2 и В\ рас-
положились на обшей изотерме. Однако это условие не является обя

зательным и температуры нагрева воздуха в различных зонах могут
быть различными в зависимости от режима сушки, осуществляемого
в той или иной зоне. Определенной регулировке могут подвергаться и
остальные точки на /-(/-диаграмме в зависимости от пропорции сме-
шения свежего и рециркулирующего воздуха.

На рис. 216 дана диаграмма работы сушила по схеме, несколько
отличной от предыдущей, В этом случае в центральный канал подается
предварительно нагретый воздух с параметрами точки В. Отработан-
ный воздух из каждой зоны (точки С, С\, С2) частично или полностьк>
подогревается зональным калорифером (линии СС', С, С, и С2Сг) и
затем смешивается с горячим воздухом из центрального канала в оп-
ределенной пропорции (точки В|, В2 и В3). Отработанный воздух по-
кидает сушило с конечными параметрами, определяемыми точкой Сз.

Наконец на рис. 217 приведена диаграмма комбинированного про-
цесса, при котором после каждой ступени подогрева смеси свежего

Рис. 216. Распределенный подвод на-
гретого воздуха с внутренним зо-
нальным подогревом смеси

Рис. 217. Распределенный подвод
холодного воздуха с внутренним
зональным увлажнением и подогре-
вом смеси

и рециркулирующего отработанного воздуха эта смесь увлажняется
специальными паровыми форсунками. Здесь процесс увлажнения по-
казан изотермическим, что очень близко к действительности, если это
увлажнение производится паром, а нс водой.

В случае увлажнения водой легко построить соответствующую
диаграмму, имея в виду при этом, что процесс влагопоглощения по
соответствующей адиабате происходит сперва при искусственном ув-
лажнении, а затем — при испарении влаги из сушимого изделия. Так,
например, при первой ступени процесса, когда увлажнение производит-
ся паром, точка В' переходит по изотерме в точку В. Если же увлаж-
нение производится водой, то в /-(/-диаграмме «площадка» В'В долж-
на отсутствовать, и из точки В' процесс должен следовать по линии
/ = сопз1, а не по изотерме.

На этой адиабате расположатся как точка, характеризующая па-
раметры увлажненной смеси, так и точка состояния отработанного воз-
духа рассматриваемой зоны.
7.	I- -диаграмма вместо психометрических таблиц

Наиболее распространенным прибором для определения влажности
воздушной среды является психрометр, состоящий из двух термометров,
из которых шарик одного окутан марлей и по нему может подниматься,
как по фитилю, вода из сосуда, в который опушен конец этой марли.
Этот термометр принято называть «мокрым» термометром в отличие
от другого, «сухого», термометра, показывающего температуру рас-
сматриваемой среды. Соответственно с этим температуру, отмечаемую
первым термометром, принято обозначать через /и, вторым—/с.

Когда коэффициент относительной влажной среды, в которой на-
ходится психрометр, меньше 100%, /м</с. причем чем меньше фс, тем
больше /с — /м = А I.

Разница в показаниях мокрого и сухого термометров объясняется
испарением влаги с поверхности шарика, окутанного марлей, что вы-
зывает местное понижение температуры воздуха вокруг шарика термо-
метра. Очевидно, чем суше среда при температуре /с, т. е. чем меньше
?с, тем интенсивнее будет процесс испарения влаги, тем сильнее пони-
жается вследствие этого температура и тем больше делается псих-
рометрическая разность Л /. Только при полной насыщенности среды
(9 = 100%), когда испарение влаги в этой среде невозможно, имеет
место равенство /м = и Д/=0. По значениям /с и обычно по специ-
альным психрометрическим таблицам определяют коэффициент отно-
сительной влажности <рс- По значениям /с и ?с находят влагосодер#ка-
иие воздуха, пользуясь /-«/-таблицей.

Использование /-«/-диаграммы вместо психрометрической табли-
цы значительно упрощает задачу.

Рассматривая процесс испарения влаги с поверхности марли у
шарика мокрого термометра как процесс сушки марли без потерь,
можно применять к этому случаю равенство

//с = //м —т,	(169)

где /€—теплосодержание воздуха рассматриваемой среды, за счет
которого происходит испарение влаги с марли, в ккал на
1 кг сухого воздуха;

/м— теплосодержание воздуха вокруг шарика мокрого термометра
в ккал на 1 кг сухого воздуха;

/ — расход в кг сухого воздуха, необходимого для испарения с
поверхности марли 1 кг влаги;

т— температура воды в сосуде в град., в которую опущен конец
марли.

Физический смысл этого уравнения весьма прост. Для того чтобы
испарить 1 кг влаги с поверхности шарика мокрого термометра, необ-
ходимо подвести к нему / килограммов воздуха той среды, в которой
находится психрометр. С этим воздухом будет подведено //, килокало-
рий тепла, и если охлаждение этого воздуха в процессе испарения влаги
произойдет адиабатически, то / килограммов воздуха, покидая шарик
мокрого термометра, не изменят своего теплосодержания, и будет
иметь место равенство //<=//„.

Если же учесть, что 1 кг испаряющейся влаги с температурой т
вносит с собой в процесс испарения т килокалорий тепла (теплоем-
кость воды равна единице), то получим приведенное выше уравнение,
из которого

/м — /с — -у ккал на 1 кг сухого воздуха.	(170)
Температуру влаги т, которая устанавливается после начального
периода прогрева, т. е. после того, как психрометр пробудет в рассмат-
риваемой среде некоторое время, принято называть температурой
«предела охлаждения», так как эту температуру воздух принимает в
данной среде при полном насыщеинн. т. е. при максимальном охлажде-
нии вследствие испарения влаги. Поэтому, если принять, что воздух
вокруг шарика, окутанного мокрой

Рис. 218. Поправочные кривые к психра- Рис. 219. Нахождение влагосодержания

метру

воздуха по показанию психрометра
при помощи /-(/-диаграммы

равна Однако опытами установлено, что обычно показание мокрого
термометра I* > т, так как воздух у мокрого шарика насыщен непол-
ностью, вследствие чего приходится вносить поправку наблюденного
значения /м. Эта поправка может быть определена по кривым рис. 218,
составленным Каррьером и Линдсеем.

По оси абсцисс отложены показания мокрого термометра в преде-
лах от —35° до +93°. По оси ординат отсчитывается поправка в про-
центах к разности показаний сухого и мокрого термометров, т. е. к
/е — /м — А/, Кривые охватывают область скоростей омывающего воз-
духа от нуля до 10,12 м/сек, подсчитанных при температуре +2Г.

Пример. Сухой термометр показывает /с=80° при скорости воадуха ел=0,61 л/сек.
Соответствующее показание мокрого термометра /„ =40°. Определить истинную тем-
пературу предела охлаждения /м = -.

Разность температур /с— /м = Л/=40°. Скорость воздуха увеличивается прямо
пропорпиопально абсолютной температуре, следовательно, данная скорость при /с =80°.
пересчитанная при 21®, составит

2734-21

= г'м» „тт——=0.61-0,83 = 0,506 м/сек.
По графику берем на оси абсцисс /и = 40<" и ведем вертикально до точки пересе-
чения с кривой г1—0.506 м/сек. Этой точке соответствует поправка к А г. равная 2,1%.
Следовательно, истинное значение

Тогда /м — /е — А/= ЯО—404=--39,2*.

Это исправленное показание мокрого термометра к нужно принимать во внима-
ние в дальнейшем. Введя поправку на показание мокрого термометра, получим
1м- и ранее записанное уравнение примет вид:

Расход воздуха в кг на испарение I кг влаги равен:
, I 000

где — искомое влагосодержание рассматриваемой среды с темпе-
ратурой /с;

— влагосодержание воздуха при полном насыщении, т. е. при
температуре предела охлаждения.

Подставляя значение / в уравнение (170), получим

По /-{/-диаграмме (рис. 219) можно найти положение точки, опре-
деляющей состояние воздуха при температуре предела охлаждения при
данном показании мокрого термометра. Эта точка А лежит на пересе-
чении изотермы /м с кривой =100%. Линия АВ определяет теплосо-
держание этой точки А, отрезок ОС — влагосодержаиие. При данном
значении температуры предела охлаждения сухой термометр может
иметь самые разнообразные показания в зависимости от влагосодержа-
ния среды а/с. В самом деле, если при данном /м рассматриваемая среда
полностью .насыщена влагой, то /' = /„	. т. е- точка 4

будет характеризовать параметры этой среды. При том же самом по-
казании мокрого термометра, если психрометр находится в абсолютно
сухой среде, т. е. </«==0, уравнение (171) примет вид:

/м-/с--м—.	(172>

Последнее уравнение совместно с условием </с=0 дает возможность
и для этого случая определить точку, характеризующую параметры сре-
ды, точку Д, лежащую на осн ординат ({/с = 0), но ниже точки В, так
как по уравнению (172) теплосодержание точки О должно быть меньше

.	1м <	-

теплосодержания точки Л на - . Следовательно, для нахождения

1000

<4.

ТОЧКИ нужно ОТ ТОЧКИ В ОТЛОЖИТЬ ВНИЗ отрезок ВВ— " * • ЛМ4,
100051,,
где Ми — масштаб теплосодержаний.

Для /-{/-диаграммы № 1	= 0,1, поэтому
Таким образом, точки А и В соответствуют крайним показаниям
сухого термометра (в полностью насыщенной и абсолютно сухой среде)
при одном и том же показании мокрого термометра. Очевидно, все
промежуточные показания сухого термометра разместятся на линии
АО. которая поэтому носит название линии постоянного предела охлаж-

О 0,05 01 0,4 0,2 0,250^5 Щ Ц5 055 Ц6 065 Ц7 0,75 08 085 «5 О 95 Ю

Рис. 220. Психрометрическая номограмма Ю. 11. Яковлева

дения (/и=сопз(). Если задана некоторая температура 1с , то искомая
точка находится на пересечении изотермы /С=соп8< с прямой /и=соП8{,
т. е. это будет точка Е. По этой точке определяют влагосодержание
среды.

Таким образом, правило пользования /-(/-диаграммой взамен псих-
рометрических таблиц сводится к нижеследующему: по показанию мок-
рого термометра 1Ы определяют истинное значение температуры предела
охлаждения (ы, пользуясь поправочными кривыми; изотерму /ы дово-
дят до пересечения с кривой полного насыщения и определяют влаго-
содержание этой точки (/ч в г. проведя затем из этой же точки А прямую
/„ = сопз1 до пересечения с осью ординат в точке В, откладывают вниз по
оси ординат отрезок ВВ— ы “ .ч.и; соединив точки Л и В, получают
прямую постоянного предела охлаждения; искомая точка Е, определяю-
щая параметры воздуха в рассматриваемой среде, находится на пере-
сечении изотермы заданной температуры сухого термометра (с с лини-
ей АО.

Пример. /<.=80’. /м«»40’ при скорости воздуха о=0,61. Для этих условий темпе-
ратуру предела охлаждения мы определили в 39,2°, чему соответствует по /-й-диаграм-
ме =49,5 г/кг. Разность/,, — /с=	= 49»5-39,2_ ккал, отрезок же ВО =

1000	1000

= 19,4 .мм. Поэтому при /с=80’ у=10% и <7С=31,8 е/хг.

Многие авторы наносят на /-//-диаграмму семейство линий /и ’сопз!.
с тем чтобы не производить построение, показанное на рис. 219, а поль-
зоваться готовыми линиями ОА для данного значения. Однако эти ли-
нии усложняют диаграмму и лишают ее наглядности при решении дру-
гих задач, в то время как производить построение, показанное выше,
в каждом конкретном случае при пользовании /-//-диаграммой вместо
психрометрической таблицы не представляет особой трудности.

Для облегчения расчетов 10. П. Яковлевым составлена специальная
так называемая психрометрическая номограмма, показанная на рис. 220

На боковых вертикальных шкалах номограммы нанесены темпера-
туры сухого термометра /с, а на верхней горизонтальной — психромет-
рическая разность температур А —1и . По этим двум величинам
(/е и А/), как и в психрометрической таблице, определяется коэффици-
ент относительной влажности ?, шкала для которого дана на нижней
горизонтальной оси. Пусть, например, /<=40°, /„=28°. Следовательно.
Л/=12°. Этим значениям /с и А/ на диаграмме соответствует точке .4.
Опуская из точки А перпендикуляр на ось влажности, находим “40%.
Это значение влажности соответствует неподвижному состоянию возду-
ха (у=0 м/сек). В нижней части диаграммы предусмотрены кривые для
внесения поправки на скорость. Если, например, в рассмотренном приме-
ре скорость воздуха равна 10 м/сек, то поправка вносится следующим
образом. Из точки А опускаемся вертикально до точки а, отсюда парал-
лельно дугообразным линиям следуем до точки 1>, лежащей на горизон-
тали, соответствующей о—10 м/сек по вспомогательной шкале скоростей,
расположенной справа; из точки Ь опускаем снова вертикаль до точки С
и параллельно наклонным прямым следуем до точки с! на горизонтали,
соответствующей /<.=40® по второй вспомогательной шкале температур
сухого термометра в левой части диаграммы. Из точки с! снова следуем
вниз вертикально и на шкале влажности в точке е находим <₽ =0,42%.
ГлАНА ВОСЬМАЯ

Методика расчета сушил и печей

Расчет тепловой установки преследует следующие основные цели:
определение по заданной производительности размеров рабочей
камеры;

определение расхода топлива и соответственно размеров топочного
или калориферного устройства по принятому удельному расходу тепла;

определение аэродинамических сопротивлений системы и по ним
подбор вентиляционных устройств.	•

Методика расчета размеров рабочей камеры была освещена ,в соот-
ветствующих главах .при рассмотрении конкретных типов установок.

Расход топлива наиболее надежно определяется составлением теп-
лового баланса, т. е. выяснением прихода и расхода тепла в различные
периоды процесса сушки и обжига и за весь процесс в целом.

Для составления баланса аэродинамических сопротивлений необ-
ходимо знать количество газов (или воздуха), протекающих .в различ-
ных участках сушильной и печной системы. С этой целью составляется
газовый баланс установки.

Таким образом, расчет сушил и печей сводится в конечном счете
к составлению трех балансов: теплового, газового и аэродинамических
сопротивлений. На основании этих балансов определяется расход тепла
и мощность вентиляционной установки, что. как уже указывалось, и
является практической задачей теплового расчета сушил и печей.

1.	Газовые балансы

Газовые балансы сушил м печей составляются для количествен-
ного определения газовых потоков, протекающих по различным участ-
кам установки. Ясное представление о распределении потоков необхо-
димо для расчета газовых путей, выбора вентиляционной схемы и опре-
деления производительности отдельных вентиляторов этой схемы.

В печах, как будет показано ниже, газовый баланс является важ-
ным средством анализа их работы, поскольку балансом выявляется
газообмен обжигательного канала с внешней средой.

а)	Газовый баланс сушил

В сушилах периодического и непрерывного действия составление
газового баланса не представляет больших трудностей, так как отдель-
ные статьи баланса легко поддаются замерам или косвенному подсчету
как в отношении скорости, так и температур
Пример газового баланса установки с туннельными сушилами при-
веден на рис. 221.

В сушило подается 133 000 нм*/час дымовых газов с температурой
100°. Основное количество этих газов (67,5%) поступает из обжига-
тельного канала печи, от которой отбирают 36 500 нм^час горячих
газов с /=250°, по пути охлаждаемых наружным воздухом
(92 500 нм?!час при / = 0°). Остальная часть газов (43000 нм*/час) посту-
пает как смесь продуктов горения топлива в подтопке (4000 н.ч3/час с
/•=1000''), охлажденных воздухом (39 000 нм3/час).

В самих туннелях подсосы холодного воздуха имеют место через
загрузочную и выгрузочную двери в количестве 16 000 нм3/час, что со-
ставляет 12% от количества дымовых газов, подаваемых в центральный
канал. Из сушильной установки выбрасывается в атмосферу
149 000 нм*1час отработанных газов.

Из всех потоков, показанных на рисунке, для непосредственного
замера представляют трудности горячие газы из подтопка и газы, под-
сасываемые в сушильные туннели. Количество подтопочных газов мо-
жет быть определено двумя путями: во-первых, по расходу топлива и
коэффициенту избытка воздуха, во-вторых, по температуре смеси этих
газов с наружным воздухом. В самом деле, составим тепловой баланс
смеси, пренебрегая влиянием влагосодержаний ее компонентов — га-
зов из подтопка и наружного воздуха:

/« ссм = №П.Р /п.г Сп.г + 1Г, /„ Св,	(173)

где и7гч, 1Гп.г, — объемные количества смеси, подтопочных газов
и наружного воздуха в нм^час;

I см. (п.г.	— соответствующие температуры;

Сем. Сл.г, Св — объемные теплоемкости при нормальных услови-
ях в клал/нм3 град.

Без заметной погрешности из равенства (173) можно исключить
теплоемкость, принимая Ссм = Сп,г=Св. Тогда искомое количество го-
рячих газов из подтопка будет равно:
В этом равенстве все величины, входящие в правую часть, могут
быть определены непосредственным измерением.

Общее количество подсосанного в туннели воздуха определяется
как разность между количествами отработанных газов и газов, подавае-
мых в центральный канал. Допуская, что подсосы имеют место только
через двери туннелей, их можно распределить между загрузочной и
выгрузочной сторонами сушила пропорционально корню квадратному
из замеренных величин разрежений на обоих концах туннеля. Если, на-
пример, на выгрузочном конце туннеля разрежение равно 1 мм, а за-
грузочном— 4--ИЛ вод. ст., то подсосы могут быть распределены в со-
отношении 1^1 :У4= 1:2.

По данным газового баланса рассчитывают сечения каналов на
отдельных участках сушильной установки и определяют производи-
тельности вентиляторов.

В нашем случае, если принять вентиляционную схему, показанную-
на рис. 221, то производительность отдельных ве.нтиляторов должна
составить:

вентилятор	А	— 4000	им3 час

.	Б	— 36 500	.

.	В	—133000	.

Г	—133000	.

Л —149 000 .

б)	Газовые балансы печей

В обжигательных печах газовый баланс может выявить распреде-
ление потоков газов и воздуха в обжигательном канале с учетом всех
источников поступления и расходования этих потоков.

В настоящее время существует метод составления газового балан-
са по результатам измерения скоростей газовых потоков, имеющих низ-
кую температуру, и химического анализа газов в зонах высоких темпе-
ратур; однако данные такого баланса далеко не точные. Количества
воздуха, поступающего в зону остывания в кольцевых печах, замеряет-
ся по скорости воздуха в открытых ходках свободных камер и контро-
лируется замерами скорости по всему сечению обжигательного капала.
Часть воздуха, поступающего в свободные камеры, направляется в
сторону садки, часть — в сторону выставки, а остальной воздух черед
неплотности жаровых и дымовых конусов свободных камер удаляется
из обжигательного канала печи; учесть достаточно точно все эти по-
токи весьма сложно.

В туннельных печах, где в зону остывания воздух обычно нагне-
тается вентилятором, общее его количество может быть замерено точ-
но; однако и в этом сслучае нельзя учесть утечку воздуха через выгру-
зочную дверь и различные неплотности печи.

Ниже описывается новый метод составления газового баланса по
аэродинамическому сопротивлению садки. Для составления такого га-
зового баланса необходимо иметь температурную кривую и кривую дав-
лений по всей длине обжигательного канала, замеренные на одном и
том же уровне по высоте печи, и фотоснимок или чертеж садки изде-
лий. Пользуясь чертежом садки по методу, изложенному в главе ше-
стой, подсчитывают коэффициент аэродинамического сопротивления
этой салки при нулевой температуре (а0). Коэффициент аэродинамиче-
ского сопротивления садки при любой температуре (а,) будет равен:

а( = 7,6а0р„

где плотность воздуха или газов при температуре а{.
Пользуясь температурной кривой и формулой для пересчета, с;
«ставляют график коэффициентов аэродинамического сопротивления л
всей длине обжигательного канала печи. Располагая этим графике
н кривой давлений в печи, легко подсчитать количество газов, протек;
ющих по различным участкам печного канала.

Если на рассматриваемом участке печи длиной Ь м по криво
давлений мы имеем перепад, равный А И мм вод. ст., то средний пер>
пад, отнесенный к 1 пог. м длины этого участка, будет равен:

Д/7' == Д/7 : Д мм вод. ст. пог. м.

Средняя скорость газов на этом участке определяется нз р.
венства
откуда

Р/ = 1. м/сек,	(17

г о/

где ос— искомая скорость газов в м/сек при данной температуре.

Зная живое сечение садки (Гсла), подсчитывают часовое количесп
газов при температуре а(:

<2, —	о,-3600 м3 час,

или количество газов при температуре 0°:

„ 273	•,

Чо в ч/ — нм час-
0	1 273+1

Расчет ведется по форме, показанной ниже в примерных баланса
Газовый баланс, составленный по результатам заводского испыт
ния туннельной печи института Росстромпроект, приведен на рис. 22
На этом рисунке показаны воздушные и газовые потоки, протек
ющие как в пределах обжигательного канала печи, так и вне его (в д:
мовых каналах, воздуховодах). Непосредственным замером скорое
воздуха во всасывающем патрубке вентилятора определено, что в 301
остывания печи (на позициях 45 и 46) подается 11 ООО «ж3 воздуха
час. При помощи крыльчатого анемометра произведена ориентирово
ная оценка количества воздуха, выбивающегося через неплотности де
рей на стороне выгрузки (100 км'/час) и через закрытые керамическ
шиберы в конце зоны остывания (450 нм'/час).

На позиции 31 из зоны остывания часть нагретого воздуха отсас
вается специальным вентилятором и по воздуховоду подается в с
шильный цех; количество этого воздуха (1300 нм*/час) определено I
посредственным замером скорости в воздуховоде.

Утечка воздуха из зоны остывания через закрытые окна, не 1
пользуемые для отбора (600 нм'/час), определена плевмометрическ
трубкой типа Пито путем подсчета скорости в вертикальных стоякг
ведущих от этих окрн к сборному каналу над сводом печи.

' В зоне обжига достаточно точно определен расход горячего газа п
помощи диафрагмы, установленной на общем газопроводе (150 нм'/ча>
и приближенно — количество воздуха, подводимого к газовым горе
кам (960 нм3/час). Часть этого воздуха (360 нм*/час) подается отде/
яым вентилятором, часть (600 нм3/час) инжектируется горелками.

На позиции 19 проводился многократный отбор печных газов д
химического анализа и определялся коэффициент избытка воздуха
начале зоны огня (перед первыми горелками). По коэффициенту из-
бытка воздуха и количеству горячих газов, подаваемых к горелкам,
определено общее количество продуктов горения, покидающих зону ог-
ня (2450 нм3/час).

По локальному (ме-
стному) газовому балан-
су установлено,что в зону
огня поступает из зоны
охлаждения' в час 1340 нм3
нагретого вторичного воз-
духа для горения.

Всю разницу между
количеством воздуха, по-
даваемого вентилятором
в зону охлаждения
(И ООО нм3/час), и учтен-
ным количеством возду-
ха, израсходованного в
этой зоне (3790 нм9/час),
по газовому балансу от-
носят к объему газов, вы-
биваемых через неплотно-
сти печпых вагонеток
(стыки и песочные затво
ры), поскольку в рассмат-
риваемой зоне господст-
вует положительное дав-
ление. Суммарное коли-
чество утекающего через
неплотности воздуха рав-
но 7210 нм3/час.

В дымовой зоне печи
непосредственными заме-
рами определено общее
количество отходящих га-
зов перед дымососом
(19 300 нм3/час) и коли-
чество рециркулирующих
газов (1700 нм3/час), по-
даваемых в печь специ-
альным вентилятором па
позиции 3.

Подсос воздуха через
двери у загрузочного кон-
ца печи (4000 нм3/час)
оценивали ориентировоч-
но при помощи анемомет-
ра. Таким же методом

оценивали подсосы воз-
духа через люк дымовой камеры перед дымососом (1700 нм3/час) и
через неплотности закрытых шиберов (450 нм3/час).

Кроме того, тщательными многократными анализами газов был оп-
ределен коэффициент избытка воздуха па одном из участков по пути
движения дымовых газов из зоны огня к дымососу и расчетным путем
определено количество газов на позициях 6—7 (5200 нм*/час). Разница
между количествами дымовых газов, отсасываемых из печи дымососом
(19 300 нм31час), и дымовых газов и воздуха, учтенных непосредствен-
ными замерами и подсчетами (10 300 нм3/час), отнесены к подсосам
воздуха через неплотности печных вагонетбк (стыки и песочные затво-

ры); эти подсосы составля-
ют 9 000 нм3!нас.

Для сравнения с опи-
санным газовым балансом
туннельной печи, составлен-
ным по общепринятому в
настоящее время методу,
был составлен баланс по
аэродинамическому сопро-
тивлению садки изделий;
при этом мы пользовались
диаграммами температур и
давлений по длине обжига-
тельного канала печи, пока-
занными па рис. 223.

Садка пустотелых кам-
ней па печной вагонетке по-

Рис. 223. Кривые температур н давлений
к расчетной таблице
/ — температура; 2 —Давление

казана на рис. 170. Коэффи-
циент аэродинамического
сопротивления садки принят

нами равным 0,0675 при

температуре 0°. Живое сечение садки (включая боковые и подсводовый
зазоры) по расчету равно 1,28 м2. Длина каждой вагонетки 2 л.

Расчет газового баланса печи по аэродинамическому сопротивле
нню салки сведен в табл. 38.

По данным расчетной таблицы газовый баланс изображен графи-
чески па рис. 224.

Туннельные печи, как известно, конструируют с симметричным рас-
положением всех подводящих и отводящих окон по отношению к оси
обжигательного канала. Поэтому целесообразно и потоки газового ба-
Расчет газового баланса туннельной печи

Таблица 38

еа В 2  И  6г  «а	Средние темпера- туры Гср в град.	Плотность газов р о ке да"'л'	Коаф^у- циект аэро- динамиче- ского ООП- ротиплемкя при	Даменит на ланпцй ПОЛИЦИИ ЬН в мквпЗ. СТ.	Перепад дав- ления па ] пол. м и мм вод. СТ.	Скорость газов при /“ в м'Сск	Количест- во газов При В Л<Я|ЧЛГ	Колине- ггвп газов при в км1! нас
।	2	3	4	5	6	7	к	9
1	20	0,1235	0.0634	—0,75								
2	30	0,119	0.С61	-0,85	0,05	0,905	4 169	3800
3	70	0,105	0.0538	-1.1	0,125	1,57	7 000	5 575
4	145	0,084	0,043	-1,45	0,175	2,02	9 300	6075
5	215	0,072	0,0368	-1.95	0,25	2.59	11 900	6650
6	280	0,065	0,0332	—2.4	0,225	2.6	12000	5925
7	325	0,061	0,0312	—2.1	0,15	2,2	10 100	4 б,»
8	370	0,054	0,0276	— 1,9	0,1	1.9  1,93	8 750	3 720
9	410	0,0525	0,0269	— 1.7	0,1		8900	3560
10	445	0,05	0,0256	—1.5	0,1	1,97	9100	3 460
И	475	0,0475	0,0243	—1,35	0,075	1,75	8 050	2 940
12	510	0,046	0,0236	-1,2	0,075	1.77	8 150	2810
13	510	0,044	0,0225	-1,05	0,075	1,82	8 400	2 820
14	575	0,042	0,0215	-0.9	0,075	1.86	8 550	2 560
15	610	0,041	0,021	-0,75	0,075	1.88	8 650	2 680
16	640	0,039	0,02	—0,6	0,075	1,94	8 950	2 680
17	675	0,038	0,0195	—0,5	0.05	1,60	7 350	2 120
18	710	0,0365	0,0187	—0,38	0,06	1,78	7 700	2 140
19	740	0,035	0,0178	—0,25	0,065	1,9	8 800	2 370
20	770	0,034	0,0174	—0,15	0,05	1,69	7 800	2040
21	810	0,033	0,0169	0	0,075	2,1	9600	2 420
22	840	0,032	0,0164	-4-0.15	0,075	2,12	9 700	2 350
23	870	0.0315	0,0162	4-0,25	0,05	1.76	8 100	1 930
24	895	0,031	0,0159	+0,35	0.05	1.77	8 150	1 920
25	920	0,0305	0,0156	+0,42	0,035	1,50	6 900	1570
26	945	0,030	0,0154	+0,5	0,04	1,61	7 400	1 660
27	940	0,0302	0,0155	+0,6	0,05	1,79	8 250	1 850
28	900	0,0308	0,0158	+0,65	0,025	1,26	5 800	1 350
29	850	0,032	0,0164	+0,7	0,025	1.24	5 700	1 280
30	785	0.034	0,0171	+0,75	0,025	1.2	5550	1 430
31	720	0,036	0,0184	+0,8	0,025	1.17	5 400	1 480
32	660	0,038	0,0194	+0,9	0,05	1,62	7 450	2 180
33	590	0.042	0,0215	• 4-1	0,05	1.52	7 000	2 220
34	525	0.04	0,0204	+ 1,15	0,075	1,92	8 850	3 030
35	465	0,0478	0,0245	+1.35	0,1	2,02	9300	3130
36	400	0,053	0,0272	+ 1.5	0,075	1,66	7 650	3100
37	350	0,06	0,0307	+ 1.7	0,1	1,8	8 250	3 620
38	290	0,064	0,0327	+ 1,9	0,1	1.75	8 050	3 900
39	250	0,07	0,0359	+2.15	0,125	1.86	8 550	4 475
40	200	0.076	0,039	+2.4	0,125	1,79	8 250	4 750
41	160	0,082	0,042	+2,65	0,125	1,72	7 900	5 000
42	130	0,089	0,0455	+ 2,9	0,125	1,65	7 600	5 150
43	ИЮ	0,096	0,0492	+ 3,2	0,15	1,75	8 050	5 900
44	75	0,104	0,0535	+3,5	0,15	1,67	7 700	6 050
45	50	0,111	0,057	4-3,8	0,15	1.62	7 450	6300
ланса изображать двумя симметричными ветвями относительно печной
оси, что и сделано па рис. 224. Однако для удобства отсчета шкала ча-
сового расхода газов дана только в верхней половине баланса, над
осью печного канала. В связи с этим на шкале показаны удвоенные ко-
личества газов вместо фактических, протекающих по половине печного
канала, для которых составлена верхняя ветвь теплового баланса. Так,
например, если нужно отсчитать количество газов, протекающих через
сечение печи 1—2 в зоне взвара, то достаточно из топки /. расположен-
ной на верхней ветви баланса, провести горизонталь до точки 3 на шка-
ле. В этой точке мы отсчитываем 2200 нм3!час— количество газов, про-
текающих через рассматриваемое сечение обжигательного капала печи.

На нижней ветви газового баланса папесены точки, определенные
по расчетной таблице; эти точки достаточно хорошо ложатся на изобра-
женную линию баланса.

На 21 позиции вагонеток показана зона, нейтральная в отношении
разности давлений газовой среды в рабочем пространстве печи и во
внешней среде: вправо от нейтральной зоны в печи господствует поло-
жительное давление, влево — отрицательное.

Сопоставим балансы, составленные обычным методом (рис. 222) и
по аэродинамическому сопротивлению садкн изделий (рис. 224).

По замерам в печь подается 11 000 нл3 воздуха в час. Однако, как
показывает баланс по аэродинамическому сопротивлению, значительная
часть этого воздуха (4700 нм3/час) утекает из печи на участке подачи
(позиции 45—46) и не участвует в охлаждении обожженных изделий.
Это важное обстоятельство не обнаруживается обычным балансом, ко-
торый учитывает лишь 100 «,«3 воздуха, выбиваемого через неплотности
дверей.

При осмотре печи была обнаружена огромная утечка воздуха и
вскрыта причина этой утечки. На заводе установилась практика выкат-
ки одной вагонетки с готовой продукцией с позиции 46 до подачи ваго-
нетки с сырцом с противоположного конца печи. В результате этого
значительная часть нагнетаемого в печь воздуха следует по пути на-
именьшего сопротивления и вступает в подвагонеточное пространство,
вследствие чего из печи выгружают обожженный кирпич с повышенной
температурой.

Действительное количество воздуха, утекающего по длине зоны ос-
тывания через неплотности вагонеток и другие неплотности, составляет
по аэродинамическому балансу всего лишь 3660 нм3/час вместо
8360 нм3]час, указанных в обычном балансе. По аэродинамическому га-
зовому балансу количество вторичного воздуха для горения, поступаю-
щего из зоны остывания в .зону взвара, равно 1350 нм3) час (позиция 28),
что совпадает с соответствующим количеством по обычному балансу
(1340 нм3/час), определенному расчетным путем по коэффициенту из-
бытка воздуха.

Близко сходятся количества продуктов горения, поступающих из зо-
ны взвара в зону подготовки на позиции 19 (в первом случае —
2370 нуг/час, во втором случае — 2450 нм3/час), а также количества га-
зов на позициях 6—7 (5200 нм31 час).

По обычному балансу количество газов, отсасываемых из печи со
стороны зоны взвара, равно 9150 нм3, в то время как по аэродинами-
ческому газовому балансу такое количество газов в печи не обнаружи-
вается: при наличии в рабочем пространстве печи столь мощного пото-
ка газов сопротивление садки должно было бы резко возрасти по срав-
нению с сопротивлением, фактически замеренным при испытании печи.
Анализ вопроса приводит к следующему выводу, имеющему боль-
шое практическое значение.

По аэродинамическому газовому балансу максимальное количество
газов, отсасываемых из печи со стороны зоны взвара, достигает всего
лишь 7300 нм?1час (позиции 5—6). Очевидно значительное количество
воздуха, засасываемого в печь в зоне дыма через неплотности вагоне-
ток (1650 н.и3/«ос), не участвует в общем потоке газов, протекающих
через садку, а попадает с пода вагонеток непосредственно в окна для
отбора дымовых газов. Это обстоятельство должно быть учтено при кон-
струировании системы отвода дымовых газов из печи. Часть воздуха,
подсасываемого в печь со стороны загрузки (700 нм3/час), не участвует
в общем потоке, пронизывающем садку изделий (см. пунктирную ли-
нию на позициях 3—5), и попадает непосредственно в боковые окна для
отбора дымовых газов.

Как показывает баланс, чрезвычайно велики подсосы воздуха через
двери на стороне загрузки печи (3700 нм3/час). Это объясняется не
только большим разрежением в печи, но и тем, что толкающее устройст-
во не имеет никаких уплотнений и воздух здесь получает свободный до-
ступ в печь.

Определим теперь по аэродинамическому газовому балансу коли-
чество воздуха, засасываемого в печь через песочные затворы и неплот-
ности вагонеток в зонах печи с отрицательным давлением (позиции
1—21), и количество воздуха и газов, выбивающих в зонах печи с поло-
жительным давлением (позиции 22—46). С этой целью рассмотрим ло-
кальные газовые балансы зон, расположенных влево и вправо от
нейтральной плоскости давлений.

В зоне печи с отрицательным давлением из зоны взвара поступает
2370 нм3 продуктов горения в час. Со стороны загрузки в печь засасы
вается 3700 нм3 воздуха через неплотности дверей и толкающего устрой-
ства и подается 1700 нм3 рециркулирующих газов. Кроме того, в зоне
подготовки и огня из сырца удаляется физически и химически связан-
ная влага и выгорающие вещества, которые увеличивают общий объем
дымовых газов печи. При испытании печи расчетным путем было уста-
новлено, что объем водяных паров и продуктов выгорания, выделяю-
щихся из сырца, равен 1500 нм3/час.

При общем количестве газов, отбираемых дымососом из обжига-
тельного канала печн, 17 150 нм3/час количество воздуха, подсасывае
мото через песочный затвор и неплотности вагонеток, составляет

17150— (2370 + 3700 +1700 +1500)= 7880 нм3/час.

В зоне печи с положительным давлением нагнетается 11000 нм3
воздуха в час для охлаждения изделий. Кроме того, в золе огня в печь
подается всего 1110 нм3 горячего газа и первичного воздуха, из них
910 нм3 в той части зоны огня, где господствует положительное давле-
ние. Таким образом, общее количество газов и воздуха, подаваемых в
зоны печи с положительным давлением, достигает 11910 нм3/час.
Из этого количества 100 нм3 воздуха выбивает через выгрузочную дверь
4700 нм* утекает под вагонетки на позициях 45—46, отбирается из печи
горячего воздуха 1300 нм3 и теряется через неплотности распредели-
тельных окон и шиберов 1050 нм3/час. Следовательно, количество воз-
духа и дымовых газов, выбивающих из печи через песочные затворы и
неплотности вагонеток, составляет

11 910—(100 + 4700+1300+1050) =4760 нм3/час.
Бросается в глаза следующее обстоятельство: несмотря на то, что
длина зон печи, находящихся под положительным давлением, на 15%
больше, а среднее избыточное давление в этих зонах по абсолютной
величине на 30% больше по сравнению с зонами, находящимися под
отрицательным давлением, выбивание через неплотности в первых зо-
нах значительно меньше, чем подсосы в последних.

Это может быть объяснено тем, что в конце зоны остывания (па по-
зициях 45—46), как уже отмечалось, из печи в подвагонеточное про-
странство поступает огромное количество воздуха (4700 нм3/час);
вследствие этого под печными вагонетками давление несколько повы-
шается, перепад давлений по обе стороны от вагонеток снижается, в ре-
зультате чего утечка воздуха через неплотности уменьшается.

Пользуясь данными, приведенными в главе шестой, оценим раз-
дельно количество газов, подсасываемых в печь через различные не-
плотности: песочный затвор, стыки между ножами вагонеток и торцо-
вые стыки вагонеточных футеровок.

Длина той части обжигательного канала печи, которая находится
под отрицательным давлением, равна 48 м. Ширина слоя песка по обе
стороны ножа равна 100 мм, а глубина засылки с каждой стороны
(по замерам при испытании печи) — всего лишь 80 жж. Песок, которым
засыпаются песочные затворы туннельной печи, при испытании на газо-
проницаемость показал результат:

<2 = 0,264	нм3; час м3,

к 1

где <2 — количество воздуха в нм3, проходящего через 1 ж2 поверх-
ности песка в 1 час;

ДД — перепад давления в мм вод. ст.;

Л — высота слоя песка в ж.

В нашем случае за перепад давления ( ДЯ) принимаем среднее
разрежение в печи, равное 1,14 мм вод. ст. За высоту слоя песка (Л)
принимаем суммарную глубину засыпки по обе стороны ножа, равную
0,16 м. При этих условиях получим

() — 0,264 —- = 1,88 нж’/час м2.

0,16	1

Общая открытая площадь песка в песочных затворах с обеих сто-
рон вагонеток при длине зоны, находящейся под отрицательным дав-
лением 48 ж, равна 9,6 .ч2. Следовательно, через песочные затворы всего
подсасывается воздуха: 1,88 • 9,6-18 нм3/час.

Между ножами смежных вагонеток выше уровня их погружения в
песок остается зазор шириной до 15 мм и длиной до 200 мм. Общее
количество таких щелей до 21 позиции равно 42 с суммарной длиной
8,4 м.

Пользуясь графиком на рис. 164, находим коэффициент аэродина-
мического сопротивления для щели с тонкими стенками шириной
15 жж—а-0,175. По номограмме № 2 (приложение 8) находим, что при
наших условиях через щель шириной 15 жж и длиной I м в течение
часа просасывается 135 нм3 воздуха. Следовательно, общее количество
воздуха, просасываемого через 42 щелн с суммарной длиной 8,2 м, со-
ставит 1110 нм3.

Таким образом, из общего количества воздуха, засасываемого в
печь (7880 нм3/час), через песочные затворы и щели между ножами
просасывается 1128 нм3/час и через стыки вагонеток 6752 нчучас. При
суммарной длине всех вагонеточных стыков 40 ж на каждый метр при-
ходится около 168 нм3 подсасываемого воздуха в час В данном случае
стыки футеровки вагонеток представляют собой плоские поверхности
шириной 350 мм без каких-либо уплотняющих выступов.

Пользуясь номограммами № / и 2 (приложение 8), можно оценить
ориентировочно среднюю ширину зазора между футеровкой смежных
вагонеток.

Если принять ширину зазора равной 25 .им при глубине 350 .н.м, то
коэффициент аэродинамического сопротивления будет равен 0,35, а ко-
личество просасываемого воздуха в среднем перепаде давления
1,14 мм вод. ст. составит около 160 нм3 в час, что близко совпадает с
расчетной величиной 168 нм3.

2.	Тепловые балансы

Тепловой баланс составляют для определения расхода тепла на
сушку и обжиг, а также для опенки отдельных статей прихода и рас-
хода тепла в действующих установках. Для сушил в отличие от печей
составляют единый баланс; для печей возникает необходимость в со-
ставлении позонных балансов, из которых складывается общин тепловой
баланс установки.

Тепловые балансы условно принято составлять при 0°, считая, что
все твердые тела, влага и газы, участвующие в балансе, вносят в него
тепло, если их температура выше 0э, и расходуют тепло на пагрев за
счет баланса, если имеют температуру ниже 0°.

а) Тепловой баланс сушил

Удельные расходы воздуха и тепла на сушку определяют по началь-
ным и конечным параметрам агента сушки, т. е. по его параметрам в
подводящем и отводящем каналах.

Способы графического и аналитического определения расходов воз-
духа и тепла были подробно описаны в главе седьмой. По заданным па-
раметрам теплоносителя по /-(/-диаграмме определяют теоретический
процесс сушки, т. е. процесс, в котором пе учитывают тепловые потери,
кроме потерь с отработанным воздухом. Затем подсчитывают тепловые
потери практического процесса и вносят поправку в теоретический про-
цесс сушки, пользуясь той же /-//-диаграммой. Все тепловые потери от-
носят к 1 кг испаренной влаги.

Расход тепла на подогрев материала {<?„,, ). Если высушенный
материал (сухая масса с остаточной влагой) покидает сушило с темпе-
ратурой /8м, более высокой, чем температура вступившего в сушило
влажного материала /1М, то на его прогрев необходимо затратить тепла

рма, = О\СМ1,(/гм.г — /1М,Т) ккал Лас,

где Ог — часовое количество высушенного материала с конечной
влажностью в кг;

См„—теплоемкость материала со средней абсолютной влажно-
стью за весь период сушки.

Относя затрату тепла к I кг испаренной влаги, получим

Чип ~ {-тт(/имт /»м»т) ккал кг.	(175)

а>

где ш — часовое количество испаренной влаги в кг.
Температуру /1М|Г материала, поступающего в сушило, можно счи-
тать равной температуре формовочного цеха при непосредственной до-
ставке изделий из последнего в сушило. Летом эта температура равна
15—20°, зимой 10—15°. Температура высушенного сырца при отсутствии
специального охлаждения его перед выгрузкой несколько ниже темпера-
туры воздуха в сушиле к концу сушки. Перепад между этими двумя
температурами зависит от многочисленных факторов, влияющих на ин-
тенсивность влагоотдачи (температура, влажность и скорость воздуха,
капиллярные свойства материала, его конечная влажность и т. д.).

При проектировании сушил можно брать перепад 15—10°, незави-
симо от керамической массы. Теплоемкость влажного материала равна:

См11 = сс.м +	,	(176)

“	100	100

где Сс.м — теплоемкость сухой массы;

дао— относительная влажность в %.

Теплоемкость влаги в этом равенстве принята равной единице
В пределах температур, которые имеют место в сушилах, можно при-
нять теплоемкость сухой керамической массы, равной 0,22 ккал!кг град.

Расход тепла на подогрев транспортных устройств ((2Г| ). Если сы-
рец сушат на вагонетках, полках или других устройствах, покидающих
сушило вместе с высушенным сырцом, то на подогрев транспортных уст-
ройств затрачивается тепло, которое затем теряется, и это необходимо
учесть. В некоторых сушилах изделия перемещают люлечными, ленточ-
ными или другими транспортерами, остающимися всегда внутри су-
шильной камеры. В этом случае тепловыми потерями на их нагрев мож-
но пренебречь.

Расход тепла на нагрев транспортных устройств составляет

= —^С1р (/г тр	тр) ккал,'кг,	(177)

где (7тр — вес транспортных приспособлений в кг, приходящийся на
часовую производительность сушила;

/тр— температуры транспортных приспособлений при входе и вы-
ходе их из сушила в град.;

Сгр — теплоемкость материала, из которого изготовлены транс-
портные приспособления.

Начальную температуру /1тр можно брать равной температуре су-
шильного цеха. Конечная температура /8гр весьма близка к температу-
ре воздуха в камере к концу сушки.

Транспортные приспособления обычно изготовляют из дерева или
металла (сталь, чугун). Теплоемкость абсолютно сухой древесины рав-
на 0,37 ккал/кг град, Сс<1 = 0,266 + 0,00116/, где I — температура дерева.
Для деревянных сосновых полок и вагонеток, постоянно обслуживаю;
щих сушило, можно принять относительную влажность да = 10%, и, сле-
довательно, их теплоемкость будет Сд~0.9 • 0,37 + 0.1 • I 0,43 ккал!кг град.
Теплоемкость металлических частей равна 0,115 ккал/кг град.

Потери тепла во внешнюю среду (()ы). Потери тепла во внешнюю
среду в сушилах происходят путем теплопередачи через ограждающие
поверхности и путем непосредственной утечки агента сушки через не-
плотности этих поверхностей.

Однако при определении расхода воздуха и тепла по /-«/-диаграм-
ме в расчет следует принимать только тепловые потери без учета утеч-
ки агента сушки, так как последнее обстоятельство не влияет непо-
средственно на изменение параметров воздуха при переходе от теорети-
ческой сушки к практической. Этого нельзя сказать, когда речь идет
нс об утечке агента сушки, а о подсосе в сушило наружного воздуха.
Этот воздух меняет параметры агента сушки, охлаждая и обычно сни
жая его влагосодержание. Но и в этом случае в тепловой расчет фак-
тор неплотности установки нс вводится, так как подсосы имеют, во-пер
вых, локальный (местный) характер, а во-вторых, трудно поддаются
количественному определению.

Влияние выбивания агента сушки при положительном давлении в
сушиле или подсосов воздуха при отрицательном давлении принято учи-
тывать процентной надбавкой (5—10%) к расходу тепла на сушку в
окончательном тепловом балансе. Что касается газопроницаемости
ограждающих поверхностей сушил, то этот фактор учитывают при опре
делении теплопотерь.

В сушилах как периодического, так и непрерывного действия име-
ют место стационарные условия теплопередачи, что значительно упро-
щает расчет теплопотерь во внешнюю среду через ограждающие по-
верхности Метод расчета теплопередачи для такого случая как при одно-
слойной, так и многослойной конструкции излагается в специальной
литературе. При подсчете теплопотерь во внешнюю среду можно учи-
тывать потерн только через перекрытия и торцовые стороны (двери или
глухие стены). Что касается продольных стен сушильных камер и тун-
нелей, то они в подавляющем большинстве своем являются смежными,
с незначительным перепадом температуры по обеим сторонам, за иск-
лючением крайних камер и туннелей, а также рабочих камер, поперемен-
но примыкающих к камерам свободным. Тепловыми потерями через под
сушил можно пренебречь, так как если даже они имеют место, то коли-
чественно крайне незначительны.

Потери тепла на подогрев сушильной камеры и деталей (фк). Рас-
ход тепла на прогрев сушильной камеры имеет место только в сушилах
периодического действия (камерных). Этот расход для однослойной
ограждающей поверхности определяют по формуле

<?к = <АА(<р-<р).

где Ск — вес ограждающей поверхности в кг;

Ск —• теплоемкость ограждающей поверхности

в ккал)кг град;

Гср к средние температуры ограждающей поверхности в на
чале и в конце процесса сушки в град.

Значения Ск легко подсчитать по размерам поверхностей огражде-
ний и объемным весам соответствующих материалов. Средние темпера-
туры равны среднеарифметическим величинам температур поверхностей,
определяемых аналитическим и графическим методами. Более точно
потеря тепла на прогрев ограждающих конструкций сушила может
быть определена по формуле Г. К. Филонснко*.

Относя потери тепла на прогрев камеры к 1 кг испаренной влаги,
получим

У У О, 2ОкСк(<р-<р) ,	/17Я,

7 =-------=--------——— ккал.кг.	(178)

юг	шг

•Филонен ко Г К-. Лебедев П. Д., Сушильные установки. Госэнерго-
ил дат, 1952 Редакторы.
Сумма всех потерь практического процесса сушки, отнесенная к
1 кг испаренной влаги, равна:

ЭД = <?«., + <2г₽ + ккал!кг влаги.

По этой величине вводится поправка к теоретическому процессу
сушки по /-^-диаграмме (глава седьмая).

Определяемые таким образом удельные расходы воздуха и тепла
относятся к рабочему пространству сушила и не учитывают потерь,
имеющих место вне сушильной камеры и туннеля — в системе распре-
делительных и подводящих каналов или воздуховодов. Эти потери опре-
деляются специальным расчетом.

Тепловой баланс сушильной установки составляют по приведенной
ниже форме.

Тепловой баланс сушила

	Наяксномихе стлтсй	ккал кг ВЛ 11 ГН	Количество тепл»		
			ккал час	ккал т кнелей	%
1  2  3  1	Приход тепла  Тепло: вносимое нагретым воздухом из зоны осты- вания печи	  вносимое сырцом	  вносимое транспортными устройствами . . . от калорифера или подтопка		•			
1  2  3  4  5  6  7  8	Итого .  Расход тепла  Расход тепла на испарение маги сырца . . .  Потери тепла на подогрев сухой массы сыр- ца и остаточной влаги ......	......  Расход тепла на подогрев транспортных уст-  ройств .	...	.		  Потери тепла в окружающую среду ....  Расход тепла на прогрев сушильных камер (только для сушил периодического действия).  Потери тепла:  с отработанным воздухом ........  через неплотности 	  н подводящих каналах	  Итого .  Невязка баланса							

В приходной части тепло, вносимое нагретым воздухом из зоны
остывания печи, берется из теплового баланса печи (<?вом). Тепло, вно-
симое сырцом, подсчитывается по равенству

^™ккал‘‘кг

(179)

где О1 — часовое количество сырца, загружаемого в сушило, в кг;
и1 — часовое количество испаряемой влаги в кг;

См„ — весовое теплосодержание сырца при начальной влажности
в ккал!кг град.
Тепло, вносимое транспортными устройствами, подсчитывают по
равенству

Стр = ^Стр/1гр	(180)

(буквенные обозначения этого равенства были даны выше).

Четвертая статья приходной части баланса учитывает тепло, полу-
чаемое от дополнительных источников — калорифера или подтопка.
При этом не учитывается к п д. этих источников. Если по балансу пред-
полагается установить расход топлива на сушку, то в приходную часть
третьим пунктом следует включить физическое и химическое тепло
сжигаемого топлива, четвертым пунктом — тепло, вносимое воздухом,
расходуемым на горение и поступающим в калорифер или на разбав-
ление газов из подтопка. В этом случае в расходной части баланса
появится еще одна статья, учитывающая к п д. источника тепла — поте-
ри тепла в калорифере или в подтопке (см. главу одиннадцатую).

Расход тепла подсчитан на 1 кг влаги в 1 час и па 1 т изделий:
первая величина служит для сравнительной оценки работы сушила,
вторая —для определения расхода агента сушки, третья—для каль-
куляции затрат на сушку’.

По часовому расходу тепла (2-,^ расход агента сушки определяют
по равенству

е =	нм3'час,

где 1Г..С — часовое количество агента сушки в «ж3;

— температура агента сушки в град.;

С;,.с—объемная теплоемкость при нормальных условиях.

б) Тепловой баланс печей

Как уже отмечалось, для печей, кроме общего баланса, необходимо
составлять также тепловые балансы по зонам. Для зоп подогрева дымо-
выми газами и обжига всегда составляют общий баланс, поскольку в
тепловом отношении эти зоны не отделимы друг от друга. Второй
объединенный баланс составляют для зон закала и охлаждения, по-
скольку зона закала представляет собой участок замедленного охлаж-
дения. Наконец, третий баланс составляют для зоны подсушки возду-
хом, если такая зона существует самостоятельно. Все балансы состав-
ляют от начальной температуры 0°.

Т ЕПЛОВОЙ БАЛАНС ЗОН ПОДОГРЕВА И ОБЖИГА

Расход топлива на обжиг изделий определяют по совместному
балансу зон подогрева и обжига. Обозначим искомый часовой расход
топлива через х кг. Приходная часть теплового баланса печи будет
состоять из следующих статей:

1	. Тепло, выделяющееся в процессе горения топлива,

=	ккал ';час.	(181)

2	Физическое тепло топлива

С, = хС, I, ккал /час,	(182)

где Сч — теплоемкость топлива в ккал!кг град;

1ч	— температура топлива в град.
При сжигании твердого топлива, природного и холодного генератор-
ного газа, а также нсподогретого жидкого топлива количество тепла по
этой статье исчезающе мало в сравнении с остальными статьями балан;
са и им можно пренебречь.

3	. Тепло, вносимое в зону обжига нагретым воздухом, поступаю-
щим из зоны охлаждения обожженных изделий,

(]3 —хУваСв1в,	(183)

где У, — теоретическое количество воздуха, расходуемого на горение
1 кг топлива, взятое в весовых или объемных единицах.

Теплоемкость воздуха Св должна быть взята соответственно весо-
вая (0.24 ккал/кг град) или объемная (0,32 ккал/нм3 град).

4	Тепло, вносимое в зону подогрева сырцом,

<Ъ=О'С'1е.	(184)

где Ос —вес часового количества сырца в кг;

Сс — теплоемкость сырца в ккал/кг град;

— температура сырца в начале зоны подогрева в град.

Если в печи нет зоны подсушки сырца за счет тепла остывающих
камер, то /с принимают равной той температуре, при которой сырец
поступает в печь; в этом случае и теплоемкость сырца берется с учетом
остаточной влажности, а именно:

Сс = 0,22 1ОО~ЦХ ,
100	100

где а1»—влажность сырца в %.

Если сырец подсушивают в печи воздухом, поступающим из зоны
охлаждения, то /с и Сс должны соответствовать тому состоянию сыр-
ца, при котором он переходит из зоны подсушки в зону подогрева.

Для туннельных печей нужно учесть тепло, вносимое в зону подо-
грева вагонетками,

<?. = [(О. С. + С., с„ + о.с,) + а.С.1	(185)

где Ош, Оив, (7К — веса отдельных слоев футеровки вагонеток, при-
ходящиеся на 1 час работы печи, в кг;

С„, Сиз, С.— теплоемкости отдельных слоев футеровки в
ккал] кг град;

— вес металлических частей вагонеток, приходящий-
ся на 1 час работы печи, в кг;

См —теплоемкость металлических частей вагонетки,
равная 0,115 ккал/кг град;

—температура вагонетки при поступлении в зону по-
догрева в град.

Очень часто теплом, вносимым металлическими частями вагоне-
ток, пренебрегают, как весьма незначительным по сравнению с теплом
футеровки.

Если в печи имеется зона подсушки за счет тепла, поступающего
из зоны остывания, то для каждого слоя футеровки следует брать ту
температуру, с которой она поступает из зоны подсушки в зону подо-
грева, и теплоемкость, соответствующую этой температуре.

5. Тепло, вносимое избыточным воздухом, подсасываемым вне зо-
ны горения топлива. Для подсчета этой статьи баланса нужно знать

24 К. А Нохратян

— ,36/ —
количество подсасываемого воздуха. Если известен коэффициент из-
бытка воздуха в зоне обжига и в отходящих дымовых газах, то

<?« = Уа(а3-а)х/вСв,	(186)

где 1/, — теоретическое количество воздуха, расходуемого на горение

1 кг топлива;

—коэффициент избытка воздуха в дымовых газах.

Таким образом, приходная часть теплового баланса зон подогрева
и обжига будет равна (в ккал /час):
для кольцевой печи

0};х+хО,/7 + хЕ8аСв^+ОсСс/с + Ув(а2- а)х/„Св; (187)
для туннельной печп

1	? Р » ж + хСх 4- XV, а С, (, + ОсСс /с +

+ 1(0»Си + О1ал Сн 1Д + Ок + Ск) Оч Си| + Ув (а, - а) х/„ С,. (188)

Расходная часть баланса зон подогрева и обжига для непрерывно
действующих печей состоит из следующих статей.

1.	Расход тепла на испарение остаточной влаги в сырце и нагрев
образующихся при этом водяных паров до температуры отходящих из
печи газов.

<?' = Овл (595 -г 0,47 /о.г) ккал,час,	(189)

где Сяа —часовое количество остаточной влаги в кг;

/о.г — температура отходящих газов в град.

Здесь следует учесть то процентное количество остаточной влаги, с
которым сырец поступает в зону подогрева из предыдущей зоны под-
сушка за счет тепла остывающих камер; если в дочи такая подсушка
совсем не производится, то остаточная влажность подсчитывается по
состоянию сырца при садке в печь.

2.	Расход тепла на реакции, протекающие в глине в период
обжига,

(190)

гДе <?с.с—вес часового количества абсолютно сухого сырца в кг;

п — процентное содержание А12О3 в сухой массе глины;

5,5 — количество тепла в ккал, затрачиваемого на реакции при об-
жиге 1 кг глины на каждый процент А12О3.

3.	Расход тепла на нагрев сухой массы изделий до максимальной
температуры обжига

(191)

где О „„—вес часового количества обжигаемых изделий в кг;

/с — температура сырца в начале зоны подогрева в град.;

— максимальная температура обжига в град.;

Свм — средняя теплоемкость изделий в пределах температур и
/об в ккал/кг град.

При составлении баланса от 0° вместо разности /Об —/с нужно
брать /об.

4.	Потери тепла в окружающую среду через ограждение поверх-
ности определяют по специальному расчету.

* Эта формула верна для глин каолинитовой группы (см. главу вторую).
5.	Расход тепла на аккумуляцию ограждающими поверхностями
для кольцевых печей или вагонетками для туннельных печей <23 опре-
деляют по специальной номограмме и расчету.

6.	Потерн тепла с отходящими газами

(192)

где V, —количество продуктов горения на 1 кг топлива в нм3 или кг;

Сг—соответствующая теплоемкость отходящих газов;

1	— коэффициент избытка воздуха в зоне горения;

г,- — коэффициент избытка воздуха в отходящих газах;

4.г— температура отходящих газов.

В данном случае а, будет больше а, принимавшегося нами при
расчете горения топлива, вследствие значительных подсосов воздуха в
зоне подогрева.

Если в печи имеется зона подсушки за счет тепла остывающих ка-
мер, то вг и 4.г следует брать до смешения отходящих газов с отра-
ботанным воздухом из зоны подсушки. В этом случае ( т можно счи-
тать по практическим данным равной 150—200’,

7. Потери от неполноты горения топлива. При сжигании топлива
может иметь место химическая и механическая неполнота горения.
Ввиду того чго в кольцевых и туннельных печах химическая неполно-
та горения весьма мала, этой потерей можно пренебречь. Механическая
неполнота горения в кольцевых печах, работающих на твердом топли-
ве. достигает значительной величины. Если известно процентное содер-
жание горючего (а %) в очажных остатках и зольность топлива (А%).
то потери тепла от механического недогорания топлива подсчитывают-
ся по следующей формуле:

— 7 9 100 ° ккал •ч,ас •	(193)

Таким образом, расходная часть теплового баланса зон подогрева
и обжига непрерывно действующих печей равна:

Я С = ОВл (595 + 0,47/О.г) 4- 5,5 (?« п + СИ1Д Сп,л (4* - 4) +

-г <2.1 + Сэ -г х («»—а) Кг Ст 1М 4- 79х ккал ча>.	(194)

Из этого равенства в определяют часовой расход топлива х, так
как все остальные величины известны. Для того чтобы от часового рас-
хода топлива перейти к расходу топлива на 1 г готовых изделий, не-
обходимо разделить часовой расход па часовую производительность
печи по готовой продукции.

Тепловой баланс зоны охлаждения

При расчете горения топлива в приходной части теплового балан-
са зон подогрева и обжига мы имели дело с температурой нагретого
воздуха, поступающего в зону обжига из зоны остывания (4). Темпе-
ратуру 4 мы оценили в 700—800° для обжига изделии при 900—I 100°,
что может быть проверено по тепловому балансу зоны остывания; по
этому же балансу можно выявить количество избыточного тепла в зо-
не остывания, которое может быть использовано для подсушки сырца
в печи или в сушильном цехе.

В приходной части теплового баланса зоны охлаждения учитывают:

1)	тепло, выделяющееся при охлаждении готовых изделий от тем-
пературы обжига до температуры выгрузки их из печи.
Часовое количество тепла охлаждающихся изделий равно:

,д = 0ИЗд Снэд (/ов — /,иг) ккал: час,	(195)

гДе /цыг — температура изделий, выгружаемых из печи (остальные
обозначения те же, что и раньше);

2)	тепло, выделяющееся при охлаждении печного массива (для
кольцевых печен), и тепло, выделяющееся при охлаждеппи печных ва-
гонеток (для туннельных печей).

Часовое количество тепла, выделяемого печным массивом (Фп.м)
или печными вагонетками (<?п.о). определяют по специальному расчету;

3)	тепло, вносимое воздухом, поступающим в печь,

(196)

где ТГВ—часовое количество воздуха в нм3;

/в—начальная температура воздуха в град.;

С„— теплоемкость воздуха в ккал/нм3 град.

Теплом (?в можно пренебречь.

Расходная часть теплового баланса зоны охлаждения состоит из
следующих статей.

1.	Расход тепла на нагрев воздуха, поступающего из зоны охлаж
дения в зону обжига,

= (,97>

где л — часовой расход топлива на обжиг в кг;

—теоретический расход воздуха на горение 1 кг топлива в объ-
емных или весовых единицах;

С в —теплоемкость воздуха, объемная или весовая;

а — коэффициент избытка воздуха в зоне обжига;

/я — температура нагрева воздуха в град.

2.	Потери в окружающую среду через ограждающие поверхности
() учитывают по результатам расчета теплопотерь по зонам.

3.	В тех случаях, когда для охлаждения обожженных изделий как
в кольцевых, так и в туннельных печах требуется воздуха больше, чем
на горение топлива, в зоне охлаждения остается некоторое количество
избыточного тепла ($1|эб), которое из этой зоны отбирают в зону под-
сушки или на сторону. Очевидно,

<2^ =	— <?воэД + <?п.« ккал!час.

Приравняв приходную и расходную части теплового баланса, мы
получим

9иэд = ^вIид т ккал час.

Зная по тепловому балансу величины <2,од,	и при

принятой нами температуре /„, можно следующим приближенным ме-
тодом проверить температуру нагрева воздуха, поступающего из зоны
остывания в зону обжига.

Зададимся температурой отбора воздуха из зоны остывапия /в.

Для поглощения (?н,с ккал/час тепла необходимо пропустить через
зону остывания до места отбора избыточного тепла следующее количе-
ство воздуха:

И". —-— нм3,: час,

(№
где /„ — начальная температура воздуха;

Га — принятая нами температура отбираемого воздуха.

Из этого общего количества И7в поступает в зону обжига уже
известное нам количество воздуха	; следовательно, на сто-

рону можно отобрать остаток воздуха в количестве

^<пв= \К^нма!час.

От места отбора воздуха из зовы остывания до зоны обжига нужно
поглотить еще 0вОзД ккал тепла за счет дополнительного нагрева
1Ггор нм* воздуха от температуры до искомой температуры /в , с
которой воздух поступает в зону обжига. Следовательно, искомая тем-
пература будет равна:

( .
’ в ^1ОРСВ

Но, с другой стороны, должны быть соблюдены следующие равен-
ства для теплопередачи от охлаждаемых изделий к нагревающему
воздуху в зоне остывания:
па участке до отбора воздуха

О = а' Р' Л/';
хизл акт ’
на участке после отбора воздуха

О = а” р‘ Дг*
' амт ‘ »

где	и Р'вт — активные поверхности теплопередачи в м2, т. е

открытые поверхности изделий. омываемые
воздухом;

а* и а"—коэффициенты теплопередачи от изделий к возду-
ху в ккал!м2 час град;

5? и Дг"— средние разности температур между изделиями и
воздухом.

Величины Рлкт и Г'м подсчитывают по чертежу садки изделии.

Зная количество воздуха, протекающего в каждом из двух рас-
сматриваемых участков зоны остывания, легко определить скорости
воздуха на этих участках: по этим скоростям определяют значения
коэффициента теплопередачи а, пользуясь общеизвестными зависимос-
тями.

Из приведенных равенств находим температурные перепады:
д/' _ (К,, ,	_ Омы _

“ ^»КТГ	’ Р»К1

Эти же температурные перепады равны по приближенным фор-
мулам

д/' — ( <изд ~	( *изл *)

~	2	’

...

М г= -------------------

2	’

где 1№л я /„—температуры изделий и воздуха в начале зоны осты
вания в град.;
/'* и —температуры изделий и воздуха у места отбора теп-
ла из зоны остывания в град.;

/о6 и /, —температуры обжига изделий и воздуха, поступаю-
щего из зоны остывания в зону обжига, в град.

По этим формулам легко уточнить температуру Г, которой мы
задались в начале расчета, а затем определить искомую температуру 1Г.

При обжиге сырца с запрессованным в него топливом последнее
догорает в зоне остывания (закала). В этом случае, при определении
величины <?изд нужно кроме физической теплоты изделий учесть
тепловыделение догорающего топлива.

ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ЗОНЫ ПОДСУШКИ

В тех случаях, когда в печи имеется зона подсушки сырца за счет
тепла, отбираемого из зоны остывания, необходимо составить отдель-
ный тепловой баланс зтой зоны независимо от баланса зоны подогрева.

В приходной части теплового баланса будут следующие статьи.

I.	Тепло, вносимое в зону подсушки нагретым воздухом из зоны
остывания,

<2в.п “ ^В.„СВ/П.„ ккал'час,

где Й7И.П—часовое количество воздуха, поступающего в зону подсуш-
ки, в «.н3;

— температура воздуха, поступающего в зону подсушки, в град.;

Св—теплоемкость воздуха при температуре ккал!нм3 град.

2.	Тепло, выделяемое печным массивом за счет аккумуляции в
период предыдущего цикла обжига определяется по специальному
расчету. Эта приходная статья имеет место только в кольцевых печах.

3.	Тепло, вносимое сырцом.

где —вес часового количества сырца в кг-

Сс—теплоемкость сырца в ккал!кг град:

/с —температура сырца, загружаемого в печь, в град.

В данном случае, теплоемкость сырца берется с учетом его влаж-
ности, а именно:

Сс = 0,22 —0 — ш° + — ,
е	100	100

где ц’о — влажность сырца в %.

Для туннельных печей нужно учесть тепло, вносимое вагонетками

4	Тепло, вносимое подсасываемым воздухом.

<Ъ..= ^ВСВ^,

где 1ГВ —часовое количество воздуха, подсасываемого в зоне подсуш-
ки, в нл!3/«ас.

В расходную часть теплового баланса входят следующие статьи.

1.	Расход тепла на испарение влаги сырца

<ЭМ = (595 + °>47 С) ккал час'

где Сал —часовое количество испаряющейся влаги;

рлл — средняя температура воздуха в зоне подсушки, при которой
происходит испарение влаги.
2.	Расход тепла на подогрев сухой массы сырца

<?е.с -	Ссл ( < - 4) ккал; час,

где 0с>с—вес сухой массы часового количества сырца в кг;

Сс,е —теплоемкость сухого сырца в ккал1кг град;

(, и ^'—начальная и конечная температуры сырца в зоне под-
сушки в град, (если баланс составляют от 0", то имеете
— 1С следует брать /с).

При правильном ведении процесса сушки сырец должен быть пол-
ностью высушен (до постоянного веса)," а сухая масса должна быть
нагрета до 110—120°. Если в конкретных условиях досушка сырца
продолжается еще и в зоне подогрева дымовыми газами, то следует
соответствующую часть тепловых затрат на сушку отнести к этой
золе.

3.	Потери тепла с отработанным воздухом

У = «7 С Г ,
^0.3	1).(1 О-В *о.вг

где 1ГО.В — часовое количество отработанного воздуха в «л3;

(ов— температура отработанного воздуха в град.;

Со.„— теплоемкость отработанного воздуха в кка.Икг град.

В туннельных печах следует дополнительно учесть тепло, расхо
дуемое на нагрев печных вагонеток.

4.	Потери тепла в окружающую среду определяют специальны*
расчетом.

Зона подсушки за счет тепла остывающих камер представляет со
бой, вообще говоря, сушило, и точный расчет этой зоны следует вест!
по /-«/-диаграмме; основы подобного расчета изложены в главе вось
мой. Следует помнить, что в отличие от обычных сушил, где расход
воздуха и тепла определяется лишь условиями испарения определен
ного количества влаги в печах, задача решается принципиально нес
колько иначе: имея значительное количество избыточного тепла из зо
ны остывания, следует установить, до какой температуры можно па
греть сухую массу сырца после испарения из него всей физической
влаги, которую он содержит при поступлении в печь.

Сводный тепловой баланс печи

Выше мы проанализировали тепловые балансы отдельных зо|
печи: подсушки, подогрева, обжига и остывания. По частичным балан
сам легко составить сводный тепловой баланс для всей печи в целом

Предварительно сведем в таблицы тепловые балансы отдельных
зон по следующей форме.

А. Тепловой баланс зоны подсушки

м п’п	Намяекокаиие ста-геА	Килвчесто тепла		
		ккал час	кка-Чт изделий	%
1  2	Приход тепла  Тепло:  вносимое нагретым воздухом из зоны ос- тывания ......		  выделяемое печным массивом за счет ак- кумуляции в период предыдущего цикла обжига (только для кольцевых печен) . .			
№ п/и	Наименование статей	Количество тепла		
		ккал'час	ккал^т изделий	%
3  4  5	вносимое воздухом, подсасываемым в зоне подсушки 		  вносимое сырцом ....		  вносимое йпечными вагонетками„> (только для туннельных печей) ......			
	Итого . . .			
	Расход тепла			
1  2  3  4  5	Расход тепла;  иа испарение влаги сырца  на подогрей сухой массы сырца 	  на подогрев печных вагонеток (только для туннельных печей)	 ...  Потери тепла:  в окружающую среду	  с отработанным воздухом 				
	Итого			
	Невязка баланса .			

Б. Тепловой баланс зон подогрева и обжига

М ПГП	Навхевиааиис статей	Количество тепла			
		кка 2 час		ккал! г изделий	%
	Приход тепла			•	
1  2  3 4  5  6  7	Физическое тепло топлива	  Тепло: нагретого воздуха для горения	  вносимое сырцом ...	.		  вносимое печными вагонетками (только для туннельных печей)	. .  вносимое воздухом, подсасываемым вне зо- ны горения топлива	•	  выделяемое массивом печи за счет акку- муляции в период предыдущего цикла обжига (только для кольцевых печей при отсутствии в них зоны подсушки)			•	
	Итого . .				
	Расход тепла				
1  2 3  4	Расход тепла;  иа испарение влаги сырца и нагрев водяных паров (чри отсутствии в печи зоны под- сушки)	...  па химические реакции при обжиге .  на нагрев изделий до температуры обжига иа нагрей печных вагонеток (только для туннельных печей) 					•	

 Учмтыма а пито, «(прессованное и сырец
		Количество тепл»		
Я п.п	Навысаовавие статей	ккал, час	ккал^г МЗДОйНЯ	%
5  6 7  8	на аккумуляцию печным массивом (только для кольцевых печей) . -		  Потери тепла:  в окружающую среду . .  с отходящими газами	  от неполноты горения топлива .			
	Итого . .			
	Невязка баланса • .			

В. Тепловой баланс зоны остывания

№ с п	Нвхиепов»нне статей	Количеств» тепл» в		
		к.кал}час	ккал'.т млели й	%
1  2  3  4  1 2  3 4	Приход тепла  Тепло: обожженных изделий:  а)	физическое тепло	  б)	тепловыделение догорающего запрессован- ного топлива 	  остывающего печного массива (только для кольцевых печей) .		  остывающих вагонеток (только для туннель- ных печей)	.		  вносимое наружным воздухом .... . .			
	Итого . .  Расход тепла  Расход тепла на нагрев воздуха для горения Тепло (избыточное), отбираемое на сторону Потери тепла:  с гыгружаемымн из печи изделиями . . .  с печными вагонетками (только для тун- нельных печей) ....			
	Итого			
	Невязка баланса			

По тепловым балансам отдельных зон составляют сводный ба-
ланс для всей печи путем выборки отдельных статей из приходной и
расходной частей балансов. Сводный баланс имеет следующий вид.
Сводный тепловой баланс пени

.4  П И	Наимеиоидние стачай	Ко.ЧМЧССПИ» ТОПЛИРЗ		
		Ишнчм	кка.гт изделий	%
1  2  3 4  6  1  2  3 4  5 6  7  8	Приход тепла  Тепло горения топлива .	.	. 			  Физическое тепло топлива .		  Текло:  вносимое сырком	.	.  вносимое печными вагонетками (только для туннельных печей)	. . •  вносимое наружным воздухом . .			
	Итого . . .  Расход тепла  Расход тепла:  на испарение влаги сырца и нагрев водя- ных паров ....	. .  на химические реакции при обжиге .  Потерн .тепла:  с выгружаемыми из печи изделиями ...  с отходящими газами . .	. .	...  в окружающую среду .....  с печными нагонетками (только для туннель- ных печей) .	. .		  от неполноты горения топлива  Тепло (избыточное), отбираемое на сторону			
	Итого . . .			
	Невязка баланса . .			

Рнс 225. Тепловой баланс сушильного барабаня

Кроме табличной фор-
мы тепловые балансы изо-
бражаются графически. На
рис. 225, 226, 227 показаны
в графическом виде сводные
тепловые балансы сушнль
кого барабана, камерного .
сушила и туннельной печи.
В данном случае ширина
каждой полосы, изображаю-
щей условно тот или иной
тепловой поток, берется про-
порционально удельному ве-
су его в суммарном тепло-
вом потоке приходной или
расходной части. Таким об-
разом, сумма всех тепловых
потоков приходной части в
.графическом изображении
должна быть равна сумме
потоков расходной части,
считая по ширине отдельных
полос. Длину этих полос
берут произвольно, в зависимости от удобства и наглядности их распо-
ложения

Степень теплоиспользовання в отдельных зонах печи и во всей
печи в целом может быть оценена тепловым коэффициентом полезного
действия зоны или всей печи. Рекомендуем для печей ввести в упот-
ребление четыре тепловых коэффициента полезного действия в соот-
ветствии с четырьмя тепловыми балансами, формы которых были при-
ведены выше.

Тепловым к. п. д. называется, как известно, отношение количества
тепла, используемого полезно к обшей затрате тепла; в связи с этим
необходимо уточнить понятие «полезно используемое тепло» по отдель-
ным зонам и по печи в целом.

Анализ балансов показывает, что в зоне подсушки полезно исполь-
зуемым теплом является тепло на испарение влаги из сырых изделий

Ряс. 226. Тепловой баланс сушила

Испарение Влаги и нагреб Водяных паров

е

с

Химические реакции при о8ти?е (16,8 °/о)

Потери с отходящими газами
Потери В окрутонзщую средур^
Г еплс (из5о1точноеГ'\	>

отбираемое на X
сторону (36%)	\

Е

ли

•о гз

а

&

Ркс. 227. Тепловой баланс туннельной печи
и нагрев их, т. е. затраты тепла по п. 1 и 2 расходной части баланса —
для кольцевых печей и по п. 1, 2 и 3 — для туннельных печей; все
остальные затраты являются потерями теплового процесса.

В зонах подогрева и обжига полезными тепловыми затратами в
расходной части теплового баланса являются затраты по п. 1, 2 и 3
как для кольцевых печей так и для туннельных: на испарение влаги,
химические реакции и нагрев изделий до температуры обжига. В дан-
ном случае в полезное тепло мы не включаем затраты на нагрев ва-
гонеток туннельных печей в отличие от зоны подсушки. Эти затраты
являются полезными только в зоне подсушки, так как они соответст-
венно снижают расход топлива в последующих зонах.

Полезным теплом, используемым в зонах закала и остывания, яв-
ляются затраты на подогрев воздуха, отбираемого из этих зон на го-
рение топлива и отбираемого из печи на сторону.

Наконец, для печи в целом полезно используется тепло лишь на
испарение влаги из сырых изделий и завершение химических реакции
при обжиге, т. е. затраты по п. 1 и 2 расходной части теплового балан-
са. В полезные затраты в данном случае нельзя включать затраты
тепла на нагрев изделий, так как в печах непрерывного действия это
тепло является возвратным, за исключением незначительной части, те-
ряемой с выгружаемыми из печи изделиями, если они имеют при вы-
грузке более высокую температуру, чем при загрузке в печь.

Примем обозначения:

тепловой к. п. д. зопы подсушки—-4} (первый к. п. д.);

тепловой к. п. д. зоны подогрева и обжига — (второй к. п. д.);
тепловой к. п. д. зон закала и остывания—(третий к. п. д.);
тепловой к. п. д. печи — ?Г.

Следует иметь в виду, что тепловой к. п. д. печи не равен произведе-
нию зональных к. п. д.

Зональные к. п. д. дают возможность сравнивать тепловую работу
отдельных зон различных печей или зон одной печи при различных
режимах ее работы.

3- Аэродинамические сопротивления

Важнейшей задачей правильного проектирования и эксплуатации
сушил и печей является балансирование их аэродинамических сопро-
тивлений н мощности тяговых устройств. Поэтому необходимо знать
достаточно точно соответствие между режимами работы сушил и пе-
чей и их сопротивлениями.

Однако только суммарное аэродинамическое сопротивление всей
системы не может дать достаточного представления о путях рациона-
лизации работы теплового агрегата; необходимо как можно детальнее
знать величину и характер сопротивлений всех узлов по пути движе-
ния газов через сушильную и печную системы. С этой целью составля-
ется так называемая диаграмма сопротивлений установки.

а)	Диаграммы сопротивлении

На рис. 228 и 229 приведены примерные диаграммы сопротивлений
туннельного сушила н туннельной печи. Противоточное туннельное су-
шило обслуживается подтопком. Подтопок, все вентиляционные кана-
лы и сушило условно вытянуты в одну линию. Также условно вмсст»
Рис 228 Диаграмма сопротивления туннельного сушила

блока туннелей показан только
один туннель, поскольку все они
работают параллельно. Установ-
ку обслуживают три вентилято-
ра: дутьевой Л, нагнетающий Б
и отсасывающий В. Все три вен-
тилятора включены в работу по-
следовательно.

Диаграмма сопротивлений
расположена под чертежом уста-
новки, причем отдельные участки
последней вертикальными линия-
ми снесены на ось абсцисс диа-
граммы. На оси ординат с левой
стороны нанесена шкала давле-
нии (положительных и отрица-
тельных) в вод. ст. Рассмот-
рение диаграммы начинают с ле-
вой стороны. В соответствии с га-
зовым балансом дутьевой венти-
лятор засасывает без сопротив-
ления 2 500 нм3/час воздуха из
помещения и нагнетает его под
колосники подтопка, создавая
подпор, ранный сопротивлению
слоя топлива, в данном случае
15 лъч вод. ст. Эта величина от-
ложена вверх от нулевой линии
в сторону положительных давле
ний. Сопротивление подтопка рав-
но 4 мм вод. ст., в самой топке
поддерживается разрежение 0,2
0,3 .«.« вод. ст. Через колодец за
подтопком поступает 36000 нм3/час холодного воздуха для понижения
температуры подтопочных газов; здесь возникает местное сопротивле-
ние, равное 9 мм вод. сг. Даже на путях, ведущих от колодца холод-
ного воздуха до всасывающего патрубка вентилятора Б, сопротивление
трения и местные сопротивления составляют 7 мм вод. ст. Во избежание
выбивания дымовых газов из сушил в них поддерживают небольшое
разрежение. В связи с этим положительное давление, создаваемое вен-
тилятором Б (15 жж вод. ст.), расходуется на путях до сушильного
туннеля, в начале которого (по ходу движения газов) господствует ну-
левое давление, а в конце—отрицательное давление, равное 3 о вод. ст.

Рис. 230. Вентиляционная система туннельной печи для диаграммы сопротив
лений рис. 229

Следовательно, при общей длине туннеля 36 ж, аэродинамическое со-
противление 10 пог. м равно около 1 жж вод. ст. Наконец, сопротивление
отводящих путей равно 23 жж вод. ст., что складывается из сопротивле:
ним выхода из туннеля в подподовын канал (3 мм вод. ст.), сопротив-
ления заслонки (10 жж вод. ст.) и сопротивления отводящих путей до
отсасывающего вентилятора В (7 жж вод. ст.). На стороне выброса
этого вентилятора имеет место небольшое положительное давление, рав-
ное 3 жж вод. ст.

Таким образом, диаграмма показывает, что’общее аэродинамиче-
ское сопротивление всей системы равно 76 жж вод. ст., которое балан-
сируется работой трех вентиляторов следующим образом:

вентилятор А....напор 15 лл под. ст.

Г>...........35	.	.	.

В ...... 26 .	.	,

Итого............76	мм. вод. ст.

Приведенное распределение напоров методом простого суммиро-
вания между отдельными последовательно включенными вентилятора-
ми допустимо лишь в качестве первого приближения. Более точно это
распределение должно выявляться построением диаграммы совместно
работающих вентиляторов.

Расчет аэродинамических сопротивлении ведется по методу, изло-
женному в главе шестой, причем сопротивление трепня подсчитывают
только для каналов с большой протяженностью. Определенные сопро-
тивления сводят по форме, приведенной в табл. 39.

На рис. 230 показана вентиляционная система туннельной печи
для диаграммы сопротивлений рис. 229. Печь снабжена тремя венти-
ляционными системами из металлических труб: распределенная пода-
ча холодного воздуха в зону остывания (а), сосредоточенный отбор
горячего воздуха из этой зоны (б) и распределенный отсос дымовых
газов из печи (в).

Совмещение в одной диаграмме с самой печыо аэродинамической
характеристики таких разветвленных систем трубопроводов, как это
показано на рис. 230, чрезвычайно затруднительно и нецелесообразно.
Поэтому в данном случае построены две самостоятельные диаграммы:
для обжигательного канала туннельной печи и для вентиляционной си-
стемы.

Диаграмма сопротивления обжигательного капала, заполненного
садкой изделий, показанная в верхней части рис. 229, характеризует
распределение положительных и отрицательных давлений по длине пе-
чи и местоположение нулевой зоны. Холодный воздух, подаваемый в
печь на позициях вагонеток 21—27, при данном соотношении мощно-
стей установленных вентиляторов создает максимальное положитель-
ное давление, равное 3 мм вод. ст. Этот воздух направляется в обе сто-
роны от места подачи: к неплотности выгрузочных' дверей и влево — в
зону обжига. По пути в зону обжига на позициях 20—21 часть нагре-
того воздуха отсасывается на сторону. В этом месте стремятся распо-
ложить нулевую зону с тем, чтобы вентилятор Б, отсасывая воздух из
зоны остывания, не_ отсасывал из зоны взвара дымовые газы.

В дальнейшем в печи господствует отрицательное давление, все
увеличивающееся в соответствии с нарастающим аэродинамическим
сопротивлением садки изделий. На позициях 4—2 производится отсос
дымовых газов и воздуха, засасываемого через неплотности загрузоч-
ных дверей. Максимальное разрежение, равное 11,5 мм вод. ст., уста-
навливается на третьей позиции вагонетки.

По всей длине печи от позиции / до 21, где находится нулевая
зона, подсасывается наружный воздух через неплотности, а в осталь-
ной части печи, находящейся под положительным давлением, вибива-
ется воздух, из печи в окружающую среду через аналогичные не-
плотности.
В рассматриваемом случае, как показывает диаграмма, сопротив-
ление садки изделий на пути от 3 до 27 позиции вагонеток равно
14.5 мм вод. ст.

Для характеристики сопротивлений внешних по отношению к об-
жигательному каналу вентиляционных систем приводится отдельная диа-
грамма, расположенная в нижней части рис. 229. На этой диаграмме
показаны лишь суммарные сопротивления, преодолеваемые отдельны-
ми вентиляторами. Так, например, диаграмма показывает, что венти-
лятор А имеет нулевое давление на всасывающей стороне и значи-
тельное положительное давление на нагнетающей стороне. Из сопро-
тивления в 67 лж вод. ст., преодолеваемого на стороне нагнетания
вентилятором А, лишь 3 мм расходуется на сопротивление садки изде-
лии в печи, а остальные 64 мм — на сопротивление воздуховодов груп-
пы А. Весь напор вентилятора Б, равный 42 мм вод. ст., как показыва-
ет диаграмма, расходуется на всасывающей стороне на преодоление
сопротивлений воздуховодов, через которые отсасывается горячий
воздух из печи (напор этого вентилятора на нагнетающей стороне не
показал, поскольку он подаст воздух из печи в неизвестную си-
стему) .

Сравнительно большое сопротивление на всасывающей стороне
вентилятора Б объясняется тем, что он в данном случае отсасывает из
печи воздух с температурой 600°, разбавляемый перед вентилятором
двукратным количеством холодного воздуха для снижения температу-
ры до 200°.

Наконец, дымосос В на всасывающей стороне преодолевает парал-
лельно сопротивление садки изделий на участках позиций 1—3 и 3—20.
равное 11,5 мм вод. ст., и последовательно сопротивление газоводов,
равное 8,5 мм вод. ст., на нагнетающей стороне этот вентилятор прео-
долевает сопротивление остальной части газоводов вентиляционной
системы В, равное по. диаграмме 2,5 м.ч вод ст.

Таким образом, в рассматриваемом случае, на преодоление сопро-
тивления обжигательного канала печи три установленных вентилятора
затрачивают напор, равный всего лишь 14,5 мм вод. ст. (11%). а на
преодоление сопротивлений внешних воздухо- и газоводов—117 мм
вод. ст (89%).

Расчет сопротивлений отдельных вентиляционных систем, показан-
ных на рис. 230, производят общеизвестным методом расчета воздухо-
водов. Следует рассчитывать один из параллельно включенных в си-
стему участков и не суммировать сопротивления всех параллельных
участков. При несимметричном расположении нескольких параллель-
ных участков в расчет следует принимать тот участок, который имеет
наибольшее сопротивление.

Все коэффициенты местных сопротивлений, необходимые для ра-
счета, могут быть взяты по иллюстрированной таблице в приложении 7

б)	Аэродинамические характеристики

Кроме диаграммы сопротивлений для каждого сушила в каждой
печи необходимо составлять в графическом виде аэродинамическую
характеристику, иллюстрирующую взаимосвязь между количеством
газов, протекающих через систему, и ее аэродинамическим сопротив-
лением

Выше было показано, что сопротивление садки изделий и все ме-
стные сопротивления по пути движения воздуха и газов по подводя-
щим и отводящим системам каналов имеют аэродинамическую харак-
теристику вида

=	(198)

В графическом виде эта зависимость изображается квадратичной
параболой в обычной системе координат или прямой линией в лога
рифмической анаморфозе.

Зная, что интересующая нас зависимость подчинена закону квад-
ратичной параболы, проходящей через начало координат (поскольку
при V = 0 Ап = 0), характеристику для действующих сушил и печей
можно построить по единичному замеру количества газов и соответст-
вующему сопротивлению системы.

На рис. 231, а приведены аэродинамические характеристики трех
вентиляционных систем действующей туннельной печи, построенные по
единичным замерам (точки 1, 2 и <?), а на рис. 231,6 — то же, для
туннельного сушила. Аэродинамические характеристики трех систем
туннельных сушил, диаграмма сопротивлений которых приведена на
рис. 228, изображены на рис. 231, в. Характеристики построены по тем
же единичным показателям, которые отмечены иа диаграмме рис. 228
у вентиляторов А, Б и В.

Аэродинамические характеристики сушил и печей необходимы для
правильного выбора вентиляторов и определения их параметров (чис-
ла оборотов самих вентиляторов и мощности моторов) для обеспече-
ния тягой различных режимов работы сушильных и печных установок

Поэтому возникает необходимость совместного рассмотрения аэро-
динамических характеристик сушила или печи в целом (и.ти отделы
ных вентиляционных систем их) и вентиляторов, поскольку один и тот
же вентилятор при данном числе оборотов может иметь различную
производительность или развивать различный напор при работе иа
различные сети. Об этом важном обстоятельстве, которое часто упу-
скают из виду, мы здесь лишь упоминаем-, поскольку подробная речь
о нем будет в дальнейшем, в главе девятой.

в)	Аэродинамический к. п д. печей

При рассмотрении диаграмм сопротивлений печей было отмечено,
что аэродинамическое сопротивление садки изделий составляет незна-
чительную долю суммарного сопротивления всей системы. Однако со-
противление садки является важнейшим фактором, определяющим ве-
личину газообмена между полостью печи и окружающей средой. Аэро-
динамическое сопротивление садки в конечном итоге оказывает суще-
ственное влияние на производительность печи, срок обжига изделий,
качество выпускаемой продукции и расход топлива на обжиг. Что ка-
сается остальных сопротивлений печной системы, то они нс оказывают
такого непосредственного и всестороннего влияния на работу печи,
как сопротивление садки; однако и эти сопротивления играют боль-
шую роль: они определяют прежде всего расход электроэнергии на
тяговые устройства, являющийся важным экономическим показателем

Ввиду изложенного было бы правильно расценивать раздельно
сопротивление садки изделий и все прочие сопротивления печной си
стемы. Сопротивление садки изделий может быть сочтено полезным
сопротивлением, поскольку в преодолении именно этого сопротивления
заключается основное назначение тяговых устройств. Назовем отно
шение полезного сопротивления к общему сопротивлению печи ее аэро-
динамическим коэффициентом полезного действия (я.).

В рассмотренных нами случаях этот коэффициент невелик и равен
всего лишь

т], = — = 0,2 для кольцевой печи;

74

тм = ~~ = 0,125 для туннельной печи

Для повышения аэродинамического к. п. д. туннельных печей не
обходимо решительно отказаться от применения чрезмерно разветв
ленных вентиляционных систем, характерные примеры которых были
показаны на рис. 230. С этой целью следует распределенную систему
подачи и отбора воздуха в зоне остывания и отбора дымовых газов из
печи заменить сосредоточенной системой, осуществляя эти процессы
через простые, короткие воздухо- и газоводы и крупные окна в самой
печи. Сосредоточенная система подвода и отбора воздуха и дымовых
газов целесообразна и в технологическом отношении, так как при ней
возрастают скорости потоков в обжигательном канале печи, в резуль-
тате чего уменьшается температурный перепад по высоте садки обжи-
гаемых изделий и интенсифицируется теплообмен.

Для воздушных и газовых путей туннельных печей нужно исполь-
зовать почти вековой опыт конструирования их в кольцевых печах;
отказаться в возможной мере от применения громоздких металличе-
ских труб с неизбежными фасонными частями и транспортировать
воздух и газы по просторным кирпичным каналам, расположенным в
надсводовой части обжигательного канала и параллельно с последним
ниже уровня земли.
Глава девятая

Тяговые устройства

Аэродинамическое сопротивление сушильной или печной системы
преодолевается естественными или искусственными тяговыми устройст-
вами. К первым относят трубы или вытяжки, ко вторым — эжекторы и
вентиляторы. Интенсификация работы сушил и печей неизбежно приве-
ла к необходимости перевода их на искусственную тягу ввиду техниче-
ской ограниченности силы естественной тяги. В редких случаях можно
встретить сушила и печи, обслуживаемые вытяжными трубами.

1.	ЭЖЕКЦИОННЫЕ УСТРОЙСТВА

Эжекционные устройства применяют в сушилах для создания в их
рабочем пространстве многократной циркуляции воздуха. Тяговые уст-
ройства этого типа используют в печах для перемещения газов с высокой

Рис. 232. Схема действия эжектора без диффузора

температурой в случаях, когда нельзя применить обычные вентиляторы.
По принципу эжекции работают также некоторые типы газовых горелок.

На рис. 232 показана схема действия простого эжектора'без диффу-
зора. Из насадки / вытекает с определенной скоростью струя газа, на-
правленная в трубу 2, расположенную на одной оси с ним. Эта струя
засасывает из среды, окружающей насадку, определенное количество га-
зов и увлекает их с собой в трубу. В подсосе газов из окружающей сре-
ды и нагнетании их в заданное пространство и заключается назначение
эжекционного устройства. Газ, вытекающий из насадки, называется
эжектирующим газом, а засасываемый из окружающей среды — эжекти-
руемым.
Примем нижеследующие обозначения:

С;—диаметр выходного сечения насадки 1 в ,м;

О — диаметр трубы 2 в м;

Л?— диаметр сечения трубы (среды) для эжектируемого га-
за в

1’1, 1'2 и о8 —скорости эжектируюшсго и эжектируемого газов и смеси
их в трубе в м!сек\

V,. 1'г и — секундные объемные расходы тех же газов в л3;
аьйг'Иа—секундные весовые количества тех же газов в кг;

11.	7» и 7» — соответствующие объемные веса в кг/м3;

Н2 — абсолютная величина давления в среде эжектируемого
газа в кг!м,1\

Н — абсолютная величина давления внутри трубы 2 в кг/л2.

Для смеси идеальных газов при постоянном давлении и равных тем-
пературах компонентов в данном случае имеет место равенство

И = V. 4- V,.

В сушильных установках эжекционные устройства имеют целью
смешение горячих сухих эже-ктирующих газов с более холодными и
влажными отработавшими газами (эжектируемыми). Поэтому, строго
говоря, указанное выше равенство требует дополнительного условия —
равенства удельных весов компонентов смеси. Однако практически в ус-
ловиях сушил можно принять, что секундный объемный расход газов в
трубе для смеси равен сумме расходов эжектируюшего и эжектируемо-
го газов. Следует также оговориться в отношении удельного веса и тем
пературы зжектирующих газов. Так как в данном случае приходится
иметь дело со скоростями истечения газа через насадку, не превышаю-
щими нескольких десятков метров в секунду, можно считать, что указан-
ные параметры не меняются при истечении.

Для того чтобы из окружающей среды проникнуть в трубу, где про-
исходит смешение, эжектируемыс газы должны преодолеть определенное
сопротивление. Следовательно, при их движении в указанном направле-
нии необходимо затратить некоторый напор, обусловливающий разность
давлений на пути их движения, — разность давлений в окружающей
среде (рис. 232, в трубе вокруг насадки) и внутри самой трубы:

ДЯ — Н — кг;м2.

Это сопротивление преодолевается струей эжектирующих газов и
уменьшает'величину живой силы, которую могли бы развить газы внут-
ри трубы для смеси. В результате действия противодавления Л — Н2 в
этой трубе устанавливается некоторая результативная живая сила, оп-
ределяемая скоростью газов в пей и равная ^~7*

ту _ уу

Отношение-------— —: назовем коэффициентом противодавления

р’
2г" '

Таким образом, ' характеризует степень уменьшения живо и силы газов
в трубе 2 в результате преодоления сопротивления поступления в нее
эжектируемых газов. Примем для краткости

VI	V . Г)

ч = — , т = — и Д = —- .

7»	А

По смыслу этих отношений т может быть назван показателем объ-
емной кратности эжекции.
Из условия сохранения энергии можно вывести следующее основное
соотношение для схемы, изображенной на рис. 232:

Уравнение (199) связывает между собой основные характеристики
конструкции эжекционной установки, отношения удельных весов эжек-
тирующих газов и смеси, а также объемную кратность циркуляции. Од-
нако это уравнение настолько громоздко, что следовало бы его упро-
стить, хотя бы за счет некоторой неточности, допустимой для практиче-
ских целей. С этом целью можно принять, что скорость эжектируемых
газов равна скорости смеси, т. е. о2 -о, что имеет место во многих прак-
тических случаях. Тогда основное уравнение примет более простой вид,
а именно:

В ряде других случаев можно считать, что скорость эжектируемых
газов равна нулю по сравнению со скоростью смеси, т. е. 1>2=0- Тогда
основное уравнение примет вид

т I/ —+ ------------ =Д1/ — .	(201)

У т * т.	|	2-|-5	'

В это уравнение, как и в предыдущие, входят значения

V	71	. О , Р-Р-

т — — , м — — , Д= —- и ; ----------.

VI	уг О1	г1

Таким образом, все три уравнения эжекции показывают, что крат-
ность эжекнии не зависит от абсолютной величины скоростей о и а
зависит исключительно от их отношения или, что то же, от соотношения
площадей сечений насадки, смесительной трубы и трубы для эжектируе-
мых газов, удельных весов и сопротивления системы. Зная три величины,
входящие в эти уравнения, легко определить четвертую.

Для облегчения подсчетов в приложении 12 даны номограммы, со-
ставленные Г. П. Иванцовым по уравнению (201). Одна номограмма
предназначена для больших кратностей циркуляции, а другая — для
малых. В правой части оси абсцисс эквидистантно расположены значе-
ния Д, в левой части по логарифмической сетке отложены значения
Оси ординат ограничены наклонными линиями: в правой половине коэф-
фициент противодавления В, а в левой — объемной кратности эжекции/л.

Пример пользования номограммами (см. пример, нанесенный пунктиром на номо-
грамме № 2). Дано *=0,9, т— 2 и $ =0.6; требуется определить соотиетствующес этим
значениям Д.

Из точки, соответствующей э =0,9, поднимаемся вертикально до пересечения с ли-
нией т-2. Из точки пересечения по горизонтали вправо доходим до пересечения с на-
клонной линией с =0,6 и отсюда по вертикали спускаемся до оси абсцисс, где и на-
ходим значение .4=2,34.

Выше мы отметили, что номограммы составлены по уравнению (201),
однако ими можно пользоваться и в том случае, когда желательно при-
менить уравнения (199) или (200). В этом случае поступают следую-
щим образом. Обычно искомыми величинами бывают Д и т.
Если требуется определить Д, то предварительно определяют значение
условного коэффициента противодавления из равенства

1' + 2 = Н 1-/^- •	?+---------- .	(202)

Для уравнения (202)

Г 4- 2 = 5 + ------- .	(202а)

т 1

Подставляя значения ; в уравнения (202) и (202а), приводим их к
виду уравнения (201) и, следовательно, можем пользоваться номограм
мами, как было указано выше.

Если искомой величиной является т, то сначала по заданным значе-
ниям 5, А и гп определяют т' в первом приближении, затем по найден-
ному т', пользуясь уравнениями (202) и (202а), определяют Г и снова
по V, Д и V определяют по номограммам значение т" во втором приб-
лижении и т. д. Пользуясь этим методом, можно найти значения с любой
степенью точности.

Пример. Пусть требуется при уже имевшихся выше значениях с—0,6, •»=0,9 и
Д=2,34 и при —— =0,5 определить т по номограмме, пользуясь уравнением (201).

При заданных величинах мы имеем т'=2. По уравнению (202), подставляя вме-
сто /п значение т'~2, находим

€'4-2=0.64-1—(^•0,5)’+ --------------— «2,49,

7	14-— ——

0,9 0,9

откуда Е'=2,49—2=0.49.

Теперь по значениям $'=0.49, ч =0,9 и Д — 2,34 по номограмме вновь опрсдс
ляем уточненное значение т"=2,02. Значения т' я т" сходятся настолько близко, что
можно ограничиться вторым приближением и принять т=т"—2,02.

Во всех вышеприведенных уравнениях мы пользовались объемной
кратностью эжекции т — у-. В некоторых случаях бывает удобнее
иметь дело с весовой кратностью эжекции, выраженной через п = —,
где а— секундное весовое количество смеси, а1 — секундное весовое ко-
личество эжектируюших газов.

Совершенно очевидно, что п = т — .	(203)

71

Объемный вес смссн может быть выражен через объемные веса
компонентов следующим образом:

= 7»	4- 7, V,

Т V, + V,
или, так как У== то

(204)

(205)

По смыслу — —	—	. Кроме	того, — = 1—	— = 1-— =	——- .

1	V	т е	V	V	т т

Подставляя значение у- и у в уравнение (205), получим

_ __ 71 । 7«И—I)
‘ т т
В свою очередь, подставляя теперь полученное значение в уравнение
(203) и вычитая из обеих частей этого уравнения единицу, будем иметь

Ранее мы принимали — — * . Теперь обозначим — — / или
1	7»	71

'>=•—, подставляя в уравнение (206) значение —, получим п— 1 =
71

= V (т —I).

Следовательно, при весовой кратности эжекции, выраженной через
п, пользуясь номограммами, нужно вместо т брать п = ~ и •»' = —

Я)	71

вместо » = — .

,,	7»

Например, по весовой кратности эжекции л = 2 и ->=0,9, Д-2,5;,
нужно определить коэффициент противодавления С

Принимаем т = л=2, / = -- = 1,11, и теперь по значениям /п —2.

/ = 1,11 и Д = 2.5, пользуясь графиком для малых кратностей эжек-
ции, находим 8 = 1,75.

Во всех уравнениях для эжекции предполагается, что отношения
площадей сечения насадки и трубы 2 равны отношениям площадей се-
чения соответствующих потоков газов, т. е. что при истечении газов из
насадки не имеет места сужение струи. Это предположение правильно в
случае, если насадка имеет коническую форму. Если же истечение газов
происходит через цилиндрические отверстия или щели в плитах, пере-
крывающих канал, как это имеет место в сушилах Грум-Гржимайло.
Росстромпроекта и др„ то полученное по расчету сечение отверстий, че-
рез которые истекают эжектирующие газы, следует увеличить, разделив
его на коэффициент сужения струи р =0,63.

2.	Вентиляторы

В сушильных и печных установках применяются как центробежные,
так и осевые вентиляторы (рис. 233).

Рис 233. Внешний вид вентиляторов

а — центробежного; б - осевого; 1 — спиральный воздух; 2 — коллектор; 3 — ло-
патка рабочего колеса; 4 — втулка рабочего колеса; 5 — тяга рабочего колеса;

б —станина; 7 —выходное отверстие
а) Общие основы

Количество воздуха, подаваемого в сеть или отсасываемого из сети
вентилятором, при данном числе оборотов зависит от аэродинамическо-
го сопротивления, которое нужно при этом преодолеть. При работе вен-
тилятора создаются статическое и динамическое давления, сумма кото
рых равна полному давлению (напору), развиваемому вентилятором.
Статическое давление представляет собой внутреннюю энергию воздуха,
за счет расходования которого преодолевается сопротивление сети.
Динамическое давление представляет собой кинетическую энергию воз-
духа при поступлении его в сеть с определенной скоростью,

В подавляющем большинстве случаев динамическое давление вен
тиляторов не используется, хотя частичное использование этого давле-
ния всегда возможно и целесообразно, как это будет показано дальше,
с целью снижения расхода мощности на преодоление сопротивления
сети.

Теоретическая .мощность, потребляемая вентилятором, определяется
количеством подаваемого воздуха (дебитом) и полным давлением, раз-
виваемым им:

(207)

где А/т — теоретическая мощность в кгм!сек;

О,,к — секундное весовое количество воздуха в кг;

СсеК — секундное объемное количество воздуха при температуре
Г в л3;

Н — полное давление вентилятора в м возд. ст.;

—объемный вес воздуха при температуре в кг/ж3.

Выражая полное давление не в ж возд. ст. (Н'п), а в жж
вод. ст. (Н„), получим

Нв =	.	(208)

11

Подставляя равенство (208) в равенство (207), получим

ЛГТ — ^сек кгм!сек,	(209)

т. е. теоретическая мощность в кгм!сек, потребляемая вентилятором, рав-
на произведению секундной подачи воздуха в м3/сек на полное давление,
развиваемое вентилятором, в жж вод. ст.

Мощность, практически потребляемая на валу рабочего колеса вен-
тилятора, выше теоретической вследствие наличия аэродинамических и
иных потерь в самом вентиляторе:

Л" =	кгм.сек

Чп Чв
ИЛИ

АГ в Ос«к^пл с

75 Чп

Выражая мощность в кет, получим
ц = Ссекал. =
1,36-75т;п	102

В приведенных выражениях для определения расхода мощности т]п
«обозначает к. п. д. вентилятора, отнесенный к полному давлению, т. е.

(2Ю)

(211)

(212)
отношение полезной мощности, развиваемой вентилятором по полному
давлению (С?«к Н„), к потребляемой мощности (№"). Если мощность
определяется нс по полному, а по статическому давлению вентилятора,
то следует пользоваться значением к. п. д., отнесенным к статическому
давлению, т. е.

/V = кят.

102 ът

(213;

Поскольку в каталогах производительность вентилятора выража-
ется часовой подачей воздуха в кубометрах (С ма1час), мощность удоб-
нее выражать следующим образом:



= —

Збоо-юг^

квт

367 200т(11

(214)

или

КГ _

.'V = - — кет.

367 200^,

(214а)

Величина к. и. д. серийно изготовляемых центробежных вентилято-
ров, подсчитанная по их полному давлению ( ’% ), колеблется в преде-
лах 0,5—0,7, а по статическому давлению ( цС1 ) — в пределах 0,4—
0,55 (в зависимости от типа и режима работы вентиляторов). К. п. д.
осевых вентиляторов выше центробежных и достигает 0,55—0,68.

Между производительностью, потребляемой мощностью, давлением
и числом оборотов центробежных вентиляторов существует определен-
ная зависимость. При данной характеристике сети с изменением числа
оборотов центробежного вентилятора меняются: количества подаваемо
го воздуха —пропорционально отношению первых степеней чисел оборо-
тов; создаваемые вентилятором давления — пропорционально отноше-
нию квадратов чисел оборотов; потребляемые вентилятором мощности—
пропорционально отношению кубов чисел оборотов.

Эти соотношения вытекают из следующего. Пусть вентилятор пода-
ет ф| ма!час воздуха при полном давлении Я, мм вод. ст., делая при этом
П\ оборотов в 1 мин. При увеличении числа оборотов до п2 подаваемое
количество воздуха возрастает пропорционально увеличению числа обо-
ротов, т. е.	’

Пропорционально количеству воздуха увеличится скорость его дви-
жения на всех участках данной сети. Тяк как величины всех сопротивле-
ний в сети пропорциональны кинетической энергии движущегося воздуха

, то суммы сопротивлений изменяются с числом оборотов следующим
образом:

Я, =	=

Нг V*	<

Из указанных соотношений	вытекает, что

2	3

М	_ 01 Н\	П1	”1

•V.	~ ОгНг	~	Ъ	'	я2	п3-

(216)

(217)
Закон пропорциональности в изложенном виде достаточно близко
совпадает с действительностью и поэтому имеет большое практическое
значение. Особенно важно помнить о резком повышении потребной мощ-
ности при увеличении числа оборотов, что очень часто упускается из ви-

Рис. 234. Аэродинамическая схема центробсл
ного вентилятора (размеры в % от Р)

ду при изменении числа обо-
ротов действующей уста-
новки с маломощным мото-
ром. Более точная зависи-
мость между факторами,
характеризующими работу
вентиляторов в настоящее
время, дастся так называе
м ыми хар а ктер ист нческими
диаграммами, которыми и
следует пользоваться при
подборе вентиляторов.

Аэродинамическая ха-
рактеристика центробежных
вентиляторов определяется

конструкцией рабочего ко-
леса и спирального кожуха. Для вентиляторов одного и того же типа.

Рис. 235. Размерная характеристика
цсетробелшого вентилятора

а — построенная по полному давлению;
б — построенная по статическому давлению

независимо от их производительности, существует геометрическое
подобие между указанными кон-
структивными элементами — ра-
бочим колесом и кожухом.
Поэтому Для каждого типа вен-
тиляторов обычно дастся общая
для всей серин аэродинамическая
схема в виде чертежа, на котором
характерные размеры выражены
в долях от диаметра рабочего ко-
леса (рис. 234). Указанное гео-
метрическое подобие конструк-
тивных элементов всех вентиля-
торов одного и того же типа со-
здает условие, достаточное и для
аэродинамического подобия. По-
этому путем испытания модели
или просто вентилятора одного из
номеров данного типа может быть
составлена обобщенная аэроди-
намическая характеристика для
всех номеров вентиляторов этого
типа.

В настоящее время составля-
ют характеристики двух видов:
отвлеченные и размерные. Отвле-
ченную, или безразмерную, харак-
теристику составляют по непо-

средственным результатам испы-
таний модели или серийного ори-
гинала. Эта диаграмма связыва-
ет безразмерные показатели дан-
ной серии вентиляторов: с одной

стороны производительность и давление, с другой — к. п. д. и мощность
На рис. 235 показана размерная характеристика, которой обычно
пользуются для подбора вентилятора при конкретных условиях рабо-
ты. Размерная характеристика связывает между собой производитель-
ность, давление, число оборотов н к. п. д. вентилятора. Размерную ха-
рактеристику легко составить по безразмерной на основании определен-
ных соотношений для данного диаметра рабочего колеса. Если
размерная характеристика составлена по полному давлению, развивае-
мому вентилятором, как это показано на рис. 235, а, то и к. п. д. следует
брать по полному давлению. Иногда размерную характеристику состав-

ляют по статическому
давлению (рис. 235,6),
беря и к. п. д.» отнесен-
ный к этому давлению.
Характеристики, пока-
занные на рис. 235, а и
б относятся к одному
и тому же вентилято-
ру по производительно-
сти и серии. Как видно
по этим рисункам, в
размерной характери-
стике линии к. и. д.
представляют собой па-
раболы, сходящиеся в
начале осей прямо-
угольных координат.
В некоторых каталогах
вентиляторов размер-
ные характеристики
строят в логарифмиче-
ской сетке (рис. 236),
в этом случае к. п. д.

выражается не парабо-

тами а ПРЯМЫМИ на- Р‘*с' РазмеРнэя характеристика центробежного
' ‘	‘	;	вентилятора, построенная в логарифмической сетке

клонны.ми линиями.	'

Характеристика, по-

строенная в логарифмической сетке (рис. 236), относится к тому же
вентилятору, характеристики которого были показаны ранее на рис. 235.

Все характеристики строятся для так называемого стандартного
воздуха, т. с. при температуре /=-20°. относительной влажности ф =50%
и барометрического давления В = 760 мм рт. ст. Объемный вес стандарт-
ного воздуха равен т2о = 1,2 кг/м3.

При использовании характеристик вентиляторов для печей можно
пренебречь влагосодержанисм и давлением воздуха или газов, однако
необходимо вносить поправку на температуру, поскольку плотность га-
зов (р) резко меняется с изменением температуры. Без большой погреш-
ности объемный вес печных газов можно принимать равным объем-
ному весу воздуха.

При данном объемном расходе воздуха давление, создаваемое вен-
тилятором, меняется пропорционально плотности. Следовательно, если
иа основании размерной характеристики вентилятора подача воздуха
при данной температуре I берется такой же, как и ппи стандартном
воздухе, то для создания одного и того же давления вентилятор должен
делать тем больше оборотов, чем меньше плотность воздуха (т. е. чем
выше температура).
Поэтому на шкале давлений по характеристике следует брать зна-
чение, определяемое равенством

Н( = Н 2 —‘ - мм вод. ст.,	(218)

'	273 + 20	'	'

где Н — заданное давление в .и.и вод. ст.;

I — температура в град.;

Н(— давление, пересчитанное по температуре, в м.и вод. ст.

Ниже приведеиы'примеры пользования размерными характеристи-
ками, показанными на рис. 235, а и б.

Пусть требуется определить, какое полное давление будет разви-
вать вентилятор с характеристикой, показанной на рис. 235, при подаче
в сеть 50 000 м3/час стандартного воздуха, делая 400 оборотов в 1 мин.
Построение пунктирной линией показывает, что полное давление будет
равно 102 мм вод. ст.; при этом вентилятор будет работать с макси-
мальным к. п. д., равным 0,62 (течка /).

На рис. 235, о нижняя замыкающая линия к. п. д. т]=0,45 является
одновременно и линией динамических давлений, создаваемых в выхлоп-
ном патрубке данного вентилятора. В пашем примере при подаче
50000 м3/час динамическое давление равно 25 льи вод. ст. (точка 2);
следовательно, статическое давление, определяемое разностью между
давлением полным и динамическим, составляет 77 лм вод. ст. Обраща-
ясь к рис. 235, б, где характеристика того же вентилятора составлена
по статическому давлению, в точке / определяем найденный нами ре-
жим работы: (2 = 50 000 м3/час, п = 400 об!мин, Н„ =77 мм вод. ст. при
к. п. Д. т;гг=0,47.

В случае подачи в сеть нестандартного воздуха с температурой 20°,
а дымовых газов с температурой 200° в количестве 50 000 м31час, режим
работы вентилятора будет определяться согласно равенству (219) пол-
ным давлением, равным:

г, • лл 273 4" 120	10*7	Л

//„= 102-------= 137 мм вод. ст.;

273 + 20

поэтому число оборотов должно быть повышено до 465 в 1 мин. (точ-
ка 3 на рис. 235, а). Пру таком режиме работы к. п. д. вентилятора не-
сколько снизился бы и составил 0,6.

Если тем же вентилятором мы стали бы подавать ис 50 000, а
100 000 м3'час стандартного воздуха в новую сеть, в которой потребова-
лось бы полное давление 120 мм вод. ст., то к. п. д. вентилятора упал
бы до т]п =0,5 (точка 4 на рис. 235, а). Работать с таким низким ис-
пользованием энергии нецелесообразно, и необходимо было бы подо-
брать другой вентилятор.

Если нам известно необходимое статическое давление, а характери-
стика вентилятора дана по полному давлению, то режим работы опреде-
ляется следующим образом. На рис. 235 по заданной подаче (например,
(^ = 50 000 м31час) находим соответствующее ей динамическое давление
(точка 2); это давление суммируем с заданным статическим давлением:
находим полное давление и по нему определяем число оборотов и
к. п. д. вентилятора.

Если известна аэродинамическая характеристика сети, то для пра-
вильного подбора вентилятора нужно характеристику сети наложить на
характеристику самого вентилятора, с тем чтобы можно было оценить
работу последнего при различных режимах расхода воздуха.

В главе восьмой мы отмечали, что аэродинамическая характеристи-
ка кольцевых и туннельных печей выражается параболической линией.
проходящей через начало осей координат. Такими же параболическими
линиями в размерных характеристиках вентиляторов выражаются их
к. п. д. Вследствие такого совпадения нет надобности специально вычер-
чивать характеристику сети, так как можно пользоваться уже имеющи-
мися линиями к. п. д. Пусть, например, вентилятор с характеристикой,
показанной на рис. 235, а, должен был подавать в сеть по расчетным
данным 50 000 м31час стандартного воздуха при сопротивлении сети
(статическом давлении), равном 77 льи вод. ст. Как мы уже выяснили,
в этих условия^ вентилятор должен был бы развить полное давление,
равное 102 жж вод. ст. (точка 1 на рис. 235, а).

Следовательно, характеристика сети должна была бы совпасть с
параболической линией, соответствующей к. п. д. вентилятора т1п =0,62.
Пересечение этой параболы с линией, соответствующей п = 400 об/мин.
должно было бы определить расчетную рабочую точку при выборе вен-
тилятора.

Однако, когда вентилятор был пушен в работу с указанным числом
оборотов, подача составила всего лишь 41 000 м3/час воздуха вместо
необходимых 50 000 м3/час. Таким образом, действительный режим ра
боты вентилятора определился точкой 5, так как действительная харак-
теристика сети совпала с параболой, соответствующей т]п=0.6. Следо-
вательно, для того чтобы увеличить подачу до 50 000 м3/час, режим ра-
боты должен определяться точкой 3, лежащей на пересечении действи-
тельной аэродинамической характеристики сети с линией п = 465 об/мин.
Очевидно, при расчете сопротивлении сети были допущены ошибки, в
результате чего требуемое статическое давление было оценено в
77 жж вод. ст. (точка /) вместо 110 жж вод. ст. (точка 3).

Наконец, рассмотрим следующий случай изменения режима работы
вентилятора. На рис. 235. а при режиме, характеризуемом точкой 3
(при стандартном воздухе), потребляемая мощность на валу рабочего
колеса вентилятора, подсчитанная по формуле (214), составляет

Аг (,Н„	50С00 137	„

№ = —-	— =--------— = 31,2 кет.

36 720хп	367 200 0,6

Определим расход мощности, если число оборотов вентилятора, ра-
ботающего на ту же сеть, будет увеличено с 465 до 550 об/мин. По-
скольку сеть остается по своей характеристике неизменной, новый ре-
жим работы вентилятора будет определяться точкой 6. лежашей на
пересечении этой характеристики (линии т]„ =0,6), и линии, соответст-
вующей увеличенному числу оборотов. Теперь вентилятор будет пода-
вать в сеть 60 000 ж3/час воздуха, создавая общее давление
190 жж вод. ст. Следовательно, мощность, потребляемая на валу рабоче-
го колеса вентилятора, при увеличенном числе оборотов будет равна:

А, 60000 190 ,о

А'. — - дг— - = 52 кет.

36? 200-0,6

Изменение подачи, давления и потребляемой мощности в зависимо-
сти от изменения числа оборотов при работе вентилятора на одну и ту
же сеть в данном примере точно соответствует теоретическим зависи-
мостям, выраженным уравнениями (214), (215) и (216). В частности,
увеличение числа оборотов вентилятора всего лишь на 18,5% привело к
росту потребляемой мощности на 66%.

Потребляемая мощность может возрасти и при неизменном числе
оборотов вентилятора, если определенным образом изменилась характе-
ристика сети. Так, например, для уменьшения аэродинамического сопро-
тивления сети расширяют каналы, устраняют излишние повороты и так
далее; при этом, несмотря на то, что у вентилятора сохраняется неиз-
менным число оборотов, мощность мотора становится явно недостаточ-
ной: мотор греется и даже перегорает.

Для выяснения причины такого явления вернемся к характеристике
вентилятора (рис. 235). Как мы уже выяснили, при режиме работы вен-
тилятора, определяемом точкой 3, соответствующей данной характеры
стике сети (парабола т;п = 0,6), на валу рабочего колеса потреблялась
мощность, разная 31,2 кет. Пусть после реконструкции путей характе-
ристика сети изменилась и определилась параболой, соответствующей
цп = 0,55, а число оборотов вентилятора осталось тем же (точка 7). При
таком режиме работы потребляемая мощность резко возрастает главным
образом из-за увеличения подачи (98 000 м3/час вместо 50 000 ,«3 час) и
частично из-за снижения к. п. д. вентилятора (0,55 вместо 0,6). Возрос-
шая .мощность будет равна:

98 СОТ-150

367 230-0,55

= 73 кет.

Выше во всех случаях мы определяли мощность, потребляемую на
валу рабочего колеса вентилятора. Для определения мощности электро
двигателя Д', необходимо учесть к. п. д. передачи (ч ):

	

367 200 т|П

кет.

(219)

В зависимости от способа передачи рекомендуется принимать еле
дующие значения для цпр:

при клиноремеппой передаче ...................... 0,95

. плоскоременной перед тс.......................0,9

. соединении установленного на шарикоподшипни-
ках вала вентилятора с электродвигателем посред-
ством эластичной муфты ..........................0,98

При непосредственной посадке рабочего колеса вентилятора на вал
электродвигателя к. п. д. не учитывается.

Расчетная мощность электродвигателя с учетом запаса на пу-
сковой момент принимается равной = М> К кет, где для электродви
гателей мощностью до 5 кет К = 1,2, свыше 5 кет К~ 1.15.

Мощность, потребляемая вентилятором, может быть несколько
уменьшена, если использовать для преодоления сопротивления сети не
только статический, но и динамический напор.

Когда воздух из выхлопного патрубка вентилятора с определенной
скоростью (обычно достигающей в современных центробежных вентиля-
торах 18—20 м/сек) либо выбрасывается в атмосферу, либо поступает
непосредственно в канал, имеющий значительно большую площадь по-
перечного сечения, чем выхлопной патрубок, то происходит потеря на-
пора на удар, которая тем больше, чем больше соотношение указанных
площадей. Максимальной величины достигают потери на удар при вы-
бросе воздуха в атмосферу, так как в этом случае воздух из сечения
конечных р’азмеров попадает в сечение неограниченных размеров.

Потери удара принято характеризовать так называемым коэффици-
ентом полноты удара, равным:

а
	о» ’
где Л/Уу, — давление, потерянное при ударе, в кг!м* или в мм вод. ст,-
р-^ — скоростное (динамическое) давление в кг!м* или
в мм вод. ст.

Рис. 237. Выхлоп-
ной диффузор

При полной потере динамического давления (например, при выхло
не воздуха из вентилятора в атмосферу) ауа = 1. Однако эти потери
можно резко уменьшить (до значения ау, —0,2—0,3) и перевести часть
динамического давления в статическое с помощью диффузора, т. е.
плавно расширяющегося патрубка с круглым,
квадратным или плоско-прямоугольным сечением
(с расширением только в двух направлениях).

Теоретически используемое в диффузоре дина-
мическое давление должно было бы определяться
только соотношением площадей выходных сечений
диффузора и выхлопного патрубка вентилятора.
Однако в самом диффузоре имеются определен-
ные аэродинамические потери от поверхностного
трения и вихреобразованнн. Потерн на трение пре-
обладают при малых углах расширения диффузо-
ра, потерн от вихреобразований — при больших
углах.

Исследованиями установлено, что оптимальный
угол расширения для диффузора с круглым или
квадратным сечениями равен 12—14° (см. угол а
на рис. 237), с плоско-прямоугольным сечением
20—24°. При угле расширения диффузора, равном
40’ и более, потери в самом диффузоре становятся
равными полной потере на удар, поэтому приме-
нять диффузор в этих случаях не имеет смысла.

Если диффузор устанавливают между вентиля-
тором и каналом, то длина диффузора определяет-

ся обычно местными условиями. В этом случае удобнее применять диф-
фузор с максимальным углом расширения. При работе вентилятора
на выхлоп в атмосферу рекомендуется брать длину диффузора по со-
отношению А,л:О1--2,5—3 для круглых и квадратных сечений и Л,:/•>•=
5—6 для плоско-прямоугольных сечений.

Целесообразно после диффузора предусмотреть участок постоян-
ного сечения длиной, равной 1—2 П2.

Если диффузор снабжен экраном, как это показано на рис. 237, то
диаметр экрана следует брать по соотношению — =3, расстояние

экрана от диффузора-^- =0.25.

б)	Совместная работа центробежных вентиляторов

Большое практическое значение имеет правильный подбор вентиля-
торов по их аэродинамическим характеристикам при совместной рабо-
те. В большинстве случаев может иметь место параллельная или после-
довательная работа двух вентиляторов по одной из схем, показанных
на рис. 238.

По схеме а два вентилятора работают независимо на всасывающей
стороне, совместно нагнетая воздух в сеть. Такой случаи параллельной
работы имеет место при кольцевых и туннельных печах, когда, например,
Рис. 238. Схемы совместной
работы двух центробежных
вентиляторов

один вентилятор отсасывает дымовые газы из печи, второй — из специ-
альной топки и оба вместе подают смесь газов в центральный канал
сушильного цеха.

По схеме б вентиляторы совместно отсасывают газы из общего ис-
точника и нагнетают их в две отдельные сети. Этот случай мы наблюда-
ем на печах, когда, например, параллельно установлены два дымососа,
каждый из которых подаст дымовые га-
зы в два самостоятельно работающих
блока сушил. К этой схеме относится и
тот случай, когда один вентилятор заби-
рает из печи дымовые газы, а второй —
горячий воздух из зоны остывания: два
вентилятора блокируются на всасываю-
щих сторонах через печную систему.

При параллельной работе по схеме
в вентиляторы сблокированы как на вса-
сывающих, так и на нагнетающих сторо-
нах. С такой схемой мы имеем дело, на-
пример, когда в отличие от предыдущего
случая два вентилятора, обслуживающие
одну и ту же печь, подают газы в общий
центральный канал сушильного цеха.

Наконец, по схеме г два вентилятора
включены в последовательную работу.
В общем случае к параллельной ра-

боте вентиляторов прибегают тогда, когда необходимо повысить суммар-
ную производительность при данном давлении; последовательное вклю-
чение вентиляторов преследует цель повышения суммарного давления
при данной производительности. Однако часто при решении одной и
той же задачи принятая на практике параллельная работа двух вен-
тиляторов может оказаться явно нецелесообразной по сравнению с

Рис. 239. Построение суммарных характеристик двух одинаковых вентиля
торов, работающих параллельно и последовательно (п=соп$1)
— 92 500 м3/час, Нг=3\ мм вод. ст.) и в точке Б' — суммарную харак-
теристику ((}Б. = 120000 м31час, Н Б, =50 мм вод. ст.), т. е. два венти-
лятора, работая совместно, могут подать в сеть воздуха на 30% больше,
чем одни вентилятор. При этом режим работы каждого вентилятора
будет определяться производительностью 120 000 : 2 = 60 000 м3/час и
давлением 50 л<л« вод. ст. (точка Б на индивидуальной характеристике).
Поскольку этому режиму соответствует высокий к. п. д. •вентилятора
(т) =0,45), можно считать целесообразной параллельную работу двух
таких вентиляторов в рассматриваемой сети. Каждый вентилятор будет
расходовать на валу мощность, равную:

_6О 000-50

367 200 0,45

18,2 кет.

Что касается сети 2, пересекающей своей характеристикой в точ-
ке О индивидуальную характеристику, а в точке О' суммарную харак-
теристику вентиляторов, то совершенно очевидна нецелесообразность
параллельной работы последних, так как при этом подача воздуха в
сеть не увеличивается по сравнению с работой только одного вентиля-
тора.

Рассматривая теперь последовательную работу вентиляторов, легко
заметить, что такая работа не имеет смысла в первом случае и очень
целесообразна во втором. В самом деле, характеристика первой сети
пересекает индивидуальную характеристику в точке Г, а суммарную
характеристику — поблизости от точки Г. Следовательно, в этом случае
при последовательном включении двух вентиляторов почти не увеличива-
ются ни подача воздуха, ни суммарное давление, по сравнению с одиночно
работающим вентилятором. Наоборот, при сети 2, характеристика ко-
торой пересекает характеристики вентиляторов в точках И (<2 —
= 38 000 м3/час, Н— 49 мм вод. ст.) и О" (<2=50000 м3/час, Н =
=•- 100 .ч.ч вод. ст.), последовательное включение двух вентиляторов
полностью достигает цели: давление возрастает в 2 раза, а суммарная
производительность — на 32%. Каждый из вентиляторов, включенных
последовательно в эту сеть, будет работать с режимом, соответствую-
щим точке Е на индивидуальной характеристике (<2 = 50 000 м3)час,
Н = 50 мм вод. ст., 0,46), потребляя мощность па валу, равную:

50 000-50

367 200 0.46

15 кет.

До сих пор мы имели дело с двумя одинаковыми вентиляторами,
работающими совместно с одинаковым числом оборотов, и при построе-
нии суммарной характеристики удваивали производительность при па-
раллельном, а давление при последовательном включении в сеть,
пользуясь одной и той же индивидуальной характеристикой. Рассмотрим
теперь суммарную характеристику при совместной работе либо двух
различных вентиляторов с одинаковым или различным числом оборотов,
либо двух одинаковых вентиляторов, включенных в сеть при различном
числе оборотов.

Необходимо предварительно указать на одно обстоятельство, свя-
занное с индивидуальными характеристиками центробежных вентилято-
ров. При нормальной работе вентилятора его характеристика строится в
так называемом первом квадранте прямоугольной системы координат
(рис. 240), где и производительность, и давление имеют положительное
значение. В этом случае вентилятор засасывает воздух и через нагнета-
ющнй патрубок подает его в сеть (или в атмосферу), развивая при этом
отрицательное давление на всасывающей стороне и положительное на
нагнетающей, т. е. вентилятор не потребляет давление, а создает. По-
этому в первом квадранте величины, откладываемые как по оси абсцисс
(<2 жэ/час), так я по оси ординат (И мм вод. ст.), имеют положительные
знаки. Однако вентилятор может оказаться в таких, по существу, нонор-
мальных условиях (как увидим в дальнейшем при совместной работе с
другим вентилятором), когда его индивидуальная характеристика мо-
жет перейти во второй и четвертый квадранты.

Во втором квадранте при положительном давлении вентилятор бу-
дет иметь отрицательную производительность, т. е. воздух будет про-

текать через вентилятор в оо-
ратном направлении по срав-
нению с направлением при
нормальной работе.

В четвертом квадранте при
положительной производитель-
ности может иметь место отри-
цательное давление, т. е. воз-
дух будет проходить через
вентилятор, но вентилятор пе
будет создавать давления,
а, наоборот, сам он будет
представлять сопротивление,
преодолеваемое другим венти-
лятором.

Случаи подобных ненор-
мальных условий работы вен-
тилятора мы осветим несколь-
ко ниже, а здесь ограничимся

Рис. 240 Работа центробежных вентилято-
ров в различных квадрантах

лишь указанием еще раз, что индивидуальная характеристика центро-
бежного вентилятора может быть располоокена не только в первом
квадранте системы координат и что специально поставленными испыта-
ниями она может быть продолжена и в двух других квадрантах.

Перейдем теперь к рассмотрению новых случаев построения сум
марпых характеристик при совместной работе вентиляторов.

На рис. 241 показано построение суммарной характеристики двух
разных вентиляторов (в данном случае типа «Сирокко» № II и 12'72
низкого давления) с одинаковыми числами оборотов. При построении
суммарной характеристики мы должны пунктирной линией АБ предпо-
ложительно продолжить характеристику вентилятора № II до статиче-
ского давления 80 жж вод. ст., соответствующего точке В на характе-
ристике вентилятора № 1272. Линия АБ выходит за пределы первого
квадранта системы координат и попадает во второй квадрант отрица-
тельных производительностей.

При составлении общей характеристики двух вентиляторов, вклю-
ченных в сеть параллельно, мы должны учитывать то обстоятельство, что
вентилятор № 11 на участке БА индивидуальной характеристики имеет
отрицательную производительность; поэтому на этом участке произво
дительность данного вентилятора необходимо вычесть из производитель
ности вентилятора № 12 '/2 и только начиная с точки А производитель-
ность двух вентиляторов следует складывать, как это уже делалось
раньше.

На рис. 241 па характеристики вентиляторов наложены характери-
стики четырех различных сетей. При работе на сеть 1 вентилятор № 11
имел бы производительность, разную 14 000 м3/час. Такую же произво-
дительность имел бы и вентилятор № 12'/г- Включив оба вентилятора
на параллельную работу, мы не получаем увеличения подачи воздуха.
Следовательно, параллельная работа на сеть 1 данных вентиляторов
яри числе оборотов 400 в 1 мин. не имеет практического смысла.Не имеет

Рис. 241. Параллельная работа вентиляторов «Сирокко» № 11
и 12*/»

2 и 3, так как
в сеть почти

и на сети
подавать

смысла параллельная работа этих вентиляторов
в этом случае два вентилятора совместно будут
мог бы подать один вентилятор № 12 '/2.

столько же воздуха, сколько

Рис. 242. Последовательная
работа двух различных цент-
робежных вентиляторов

двух вентиляторов (№ 9*/г

и

Толыко при работе на сеть 4 сум-
марная производительность двух венти-
ляторов (2С?—125 000 л3/час) на 43%
превышает производительность вентиля-
тора № 11 (<2'=87 500 м3/час) и на 19%
производительность вентилятора № 121/г
(<?"== 105 000 м3/час). Этот пример еще
раз показывает, что параллельно рабо-
тающие вентиляторы не дают общей
производительности, достигающей суммы
их индивидуальных производительностей.

На практике может иметь место слу-
чай, когда два параллельно работающих
вентилятора не только не увеличивают
подачу, но даже уменьшают ее и дают
суммарную производительность, мень-
шую, чем производительность каждого из
вентиляторов в отдельности. Следует от-
метить, что ненормальная работа венти-
ляторов может иметь место не только
при их параллельном, но н при последо-
вательном включении в сеть. На рис. 242
показана суммарная характеристика
№ 11 «Сирокко» среднего давления) при

их последовательной работе.

При включении их в сеть 1 суммарное давление возрастает почти в
2 раза по сравнению с напором каждого вентилятора в отдельности.
При работе на сеть 2 рост давления не имеет места по сравнению с дав-
лением вентилятора № И. Наконец, при работе на сеть 3 не только не
происходит повышения давления, но суммарное давление даже сни-
жается по сравнению с давлением вентилятора № 11. В рассматривае-
мом случае при составлении суммарной характеристики мы вынуждены
пользоваться индивидуальной характеристикой малого вентилятора в
четвертом квадранте, т. е. в области отрицательных давлений при поло-
жительных производительностях. Каждый из этих вентиляторов в от-
дельности мог бы работать следующими режимами на сеть 3: вентиля-
тор № 9'/а — с производительностью 53000 мЧчас и давлением
31 мм вод. ст. (точка А на рис. 242), а вентилятор № 12 ’/я —с произво-
дительностью 74 000 м3/час и давлением 56 мм вод. ст. При включении
этих же вентиляторов в последовательную работу суммарная произво-
дительность составляет 67 500 м3/час, а давление 50 мм вод. ст. Очевид-
но, при последовательном включении через оба вентилятора должно
проходить одно и то же количество воздуха, в данном случае
67 500 м*)час. При совместной работе вентилятор № 9'/л будет иметь ре
жим, определяемый точкой А', расположенной в IV квадранте с отрица-
тельными давлениями.

Физический смысл такого явления заключается в том, что под дав-
лением, развиваемым вентилятором № 12 ’/а, через малый вентилятор
проходит 67 500 м31час воздуха, однако он сам не только не развивает
дополнительного давления, но служит сопротивлением, равным
25 мм вод. ст., для полезно работающего вентилятора № 12 */а. Поэтому
работе вентилятора № 12 ]/5, включенного последовательно с вентиля-
тором № 9'А, будет соответствовать режим, определяемый точкой Б: про-
изводительность 67 500 м?!час при давлении 75 мм вод. ст., из которых
50 мм вод. ст. полезно расходуется на сеть, а 25 мм вод. ст. — на пре-
одоление сопротивления малого вентилятора.

Из рассмотренных нами примеров параллельной и последователь-
ной работы вентиляторов следует, что целесообразность их совместной
работы зависит как от характеристики самих вентиляторов, так и от
характеристики сетей, в которые они включены. Только совместное
рассмотрение характеристик дает возможность решать практические
задачи, связанные с параллельной и последовательной работой венти-
ляторов.

В условиях заводской практики можно столкнуться с последова-
тельной работой центробежного вентилятора с дымовой трубой в тех
случаях, когда печь переведена на искусственную тягу и вентилятор
приключен к существующей трубе. В этом случае сила тяги трубы скла-
дывается с давлением, развиваемым вентилятором, однако в оценке
фактической возможности использования тяговой способности трубы
следует проявить определенную осторожность. Необходимо учесть мест-
ные сопротивления, возникающие при поступлении газов из вентилято-
ра в трубу и при выходе газов из устья трубы в атмосферу. На умень-
шение первого сопротивления следует обратить серьезное внимание, так
как это сопротивление при неудачной конструкции узла подвода газов
может достичь величины полной потери удара и тем самым превзойти
всю силу тяги, создаваемую трубой.

в)	Выбор вентилятора

Центробежные вентиляторы. Отечественная промышленность вы
пускает несколько типов центробежных вентиляторов, пригодных для
сушил и печей. Государственным стандартом они делятся по развивае-
мому полному давлению на вентиляторы низкого (до 100 м,и вод. ст.},
среднего (до 300 .и-и вод. ст.) и высокого (до 1000 .и.и вод. стЛ давления.
Для сушил и печей используют главным образом вентиляторы низкого
и среднего давления. Вентиляторы высокого давления используют в
сушильно-помольных системах, в установках с кипящим слоем, в агло-
мерационных установках и при необходимости для подачи воздуха к
форсункам.

Вентиляторы среднего давления имеют более прочную конструкцию
и поэтому более приспособлены для длительной работы при высоких
температурах, тем более на дымовых газах, по сравнению с вентилято-
рами низкого давления. Обычные вентиляторы предназначаю г для пере-
мещения воздуха или дымовых газов с температурой до 180°; при более
высоких температурах необходимо применять специальные вентиляторы
с охлаждением.

Всегда следует выбирать для установки такой вентилятор (серия,
номер и число оборотов), который мог бы работать с максимальным
к. п. д. при заданных производительности и давлении.

В настоящее время серийно изготовляются следующие типы вентиля-
торов: пизкого давления — «Сирокко» и ВРН, среднего давления —
«Сирокко», ЦАГИ (ЦВ-55), ЦАГИ-СТД (Ц-9-57) и ВРС.

В случае отсутствия каталогов для выборов вентиляторов можно
пользоваться так называемыми обезличенными характеристиками,
снабженными дополнительными диаграммами для определения номера

Размеры центробежных вентиляторов

Номера В€'1ПИЛН1О ров	Диаметр рабочего колссв	Л	Б	В	Г	л	В	Ж	
64,	650	740	520	845	585	Вент  455	иляторы  715	низкого  355	
8	800	910	640	1040	720	560	880	445	
91/,	950	1080	760	1235	855	665	1045	515	
11	1100	12.50	880	1430	990	770	1210	590	
121.г	1250	14.30	1000	1625	1125	875	1375	660	
14	1400	1600	1120	1820	1260	980	1540	730	
15*/,	1550	1760	1240	2015	1395	1085	1705	800	
6*/,	715	585	520	845	585	Венп  455	1ЛЯТОрЫ С  715	реднего  365	
8	880	720	640	1040	720	560	880	445	
Ф'Ь	1045	855	760	1235	855	655	1045	515	
1!	1210	990	880	1430	990	770	1210	590	
121/,	1375	1125	1000	1625	1125	875	1375	660	
14	1540	1260	1120	1820	1260	980	1540	730	
15»/,	1701	1395	1240	2015	1395	1085	1705	800	

Размер шкива

Номера вентиляторов	в1',	8	9"|	II	129,	м	
Диаметр . . Ширин л		325  160	400  200	475  200	550  250	625  300	700  300	800  300
вентилятора. Такие характеристики приводятся нами для вентиляторов
«Сирокко» низкого и среднего давления (рис. 243) и для вентиляторов
ВРН (рис. 244) и ВРС (рис. 245). На всех указанных рисунках в верх-
ней части помещены обезличенные характеристики, а в нижней —вспо-
могательные диаграммы. На обезличенных характеристиках по оси
абсцисс вместо производительностей м3/час) показаны скорости в
выхлопном патрубке вентилятора (V м/сек). Кроме того, вместо числа
оборотов указаны величины Л=л«№, где п — число оборотов, № — но-
мер вентилятора. Так, например, если для вентилятора № 12 величина А
окажется равной 6600, то число оборотов этого вентилятора должно
быть равно 550 в 1 мин.

На вспомогательных диаграммах справа и слева помешены верти-
кальные шкалы часовой подачи воздуха и прямолинейные расходящиеся
лучи для каждого номера вентилятора данной серии. Для сокращения
длины диаграмм часовая подача (У м3/час) начата на левой шкале и
продолжена на правой: лучи соответствующих номеров вентиляторов,
показанные сплошными линиями, относятся к левой шкале, а пунктирны-
ми линиями —к правой шкале.

Рационально выбранный вентилятор, как уже отмечалось, должен
иметь при заданных производительности и давлении коэффициент по-
лезного действия, близкий к максимальному; этим основным правилом
нужно руководствоваться при выборе вентиляторов по приведенным
нами обезличенным характеристикам.

Таблица 40
со стационарным кожухом (в мм)

	3	И	К	Л	м	С ДЛЯ ТИППИ				Орием т иро- гочннй и«?с н кв
						АД*	лг*	вж* 1	гз*	
	тавлен  550	ИЯ  280	550	420	460	985	640	770	550	394
	700	370	670	580	510	1180	775	935	670	539
	760	370	670	580	510	1385	920	1110	785	754
	885	435	800	690	600	1600	1060	1280	900	988
	950	435	800	690	600	1800	1195	1445	1015	1401
	1100	525	990	825	710	2000	1315	1625	ИЗО	1917
	1160	525	990	825	710	2200	1480	1790	1235	22В1
	давлен  500	ИЯ  293	660	420	460	985	640	770	550	400
	710	385	685	580	510	1180	775	935	670	600
	775	390	702	580	510	1385	920	1110	785	900
	895	450	817	690	600	1600	1660	1280	900	1200
	960	455	830	690	600	1800	1195	1445	1015	1600
	1105	540	Ю.10	825	710	2000	1345	1625	ИЗО	2300
	1175	550	1040	825	710	2200	1480	1790	1235	2800

Примечания. 1. Для всех размер» устанавливается допуск I 2 км.

I. а’вамеры А. Б. В, Г, Д и В—вну Гремине (без включения толщины стенок).

3. Дли нентнляп'>|Х>в с лоашипхикаын с водкеым охлаждением размер К увеличивается соотэстствсшсо
размерам этих подшипников.

♦. В графах, помеченных*, индексы у размера указывают типы вентиляторов.

Приводим пример пользования обезличенными характеристиками.

Пример. Выбрать вентилятор типа ВРН для подачи в зону охлаждения туннель-
ной печи И ООО м3/час воздуха с температурой 20° при полном давлении, равном
'0 мм вод. ст.


Рис. 243. Обезличенная номограмма для выбора вентилятора «Сирокко»
а — низкого давления: б — среднего давления

й/юизйосительносто Ц м’/чвс	Пслное Мление н <ч/н1(нн боб ст]
Рис 245. Обезличенная номограмма для выбора вентиляторов ВРС

Пользуясь характеристикой для ВРН, приведенной на рис. 244, видим, что при
Нт “70 мм вод. ст. и 14 000 м*/час с максимальным к. и. д. могут работать вен-
тиляторы № 10 ( ч,. = 0,6251 и № 8' (пунктирная линия ДЕ, где 1п = 0,66). Останав-
ливаемся на вентиляторе Л» 8, которому при заданном режиме работы соответствует
величина .4 = 8000 (точка Е). Следовательно, он должен работать с числом оборотов
л = 1000 в 1 мин.

Потребляемая на валу вентилятора мощность будет равна;

14 000-70

”367200-0,66 &4’,ЯЛП-

Мощность мотора при плоскоременной передаче (Чтр—О.О) и коэффициенте за-
паса К—1,2 должна быть равна 5,5 нет.

На рис. 246 и в табл. 40 приводятся ориентировочные размеры цент-
робежных вентиляторов низкого и среднего давлений.

Осевые вентиляторы. Наша промышленность изготовляет осевой
вентилятор ЦАГИ серии МЦ, показанный на рис. 247. Аэродинамическая
схема такого вентилятора характеризуется соотношением трех основ-
ных размеров: диаметра круга, описываемого лопастями (Д=100%).
диаметра кожуха (Д| = 126%) и ширины кожуха (Л-39*®).

Четырехлопастные вентиляторы МЦ изготовляют правого враще-
ния и поставляют комплектно с электродвигателями с числом оборотов
Рис. 2-16. Конструктивные размеры центробежных вентиляторов

Рис. 247. Осевой вентилятор ЦАГИ серии МЦ

1

1450 и 960 в 1 мин. Вентиляторы левого вращения и с другим числом
оборотов могут быть изготовлены по особому заказу.

Конструкция кожуха вентилятора предусматривает возможность
установки коллектора как с одной, так и с другой стороны. При наличии
всасывающего воздуховода установка коллектора на входе необяза-
тельна.

Па рис. 248 дается график для подбора осевых вентиляторов ЦАГИ
серии МЦ. Для этой же цели приводится таблица характеристик
(табл. 41). Конструктивные размеры этих вентиляторов даются в
табл. 42.
Таблица 41

Таблица для выбора осевых четырехлопастных вентиляторов ЦАГИ
серии МЦ

 -ними к ।		Расход Ч о не час	п=®60 об мин				п—ИЗО об, мни			
			ьн V ММ ВУдХТ.	ч  к. п. д.	АГ н клт	Элсктролкигатсль	АН  .0.11 в од. с г.	ъ к. п. д.	В 0-41	Электродвигатель
1		2	3	4	5	6	7	1	9	10
№4		1 200  1 400 1690  1 800  2 000  2 100  2 600  2 800  3 000  3 400  3 800	4  4  4  4  3.7  3	0.5  0.55  0.65  0.66  0.68  0,62	0,027 0,028  0,032  0,03  0,03  0,032	4  .7—0,25 кат  «=1000 об,мин	9  9.5  10  9  9  8  6,7  4,7	-  0,5  0,55 0,65  0,66  0,67  0,68  0,65 0.57	0,09 0,096 0,1  0,1  0,1  0,1  0,1 0,085	Лг=0,25 кат «=1470 об мин
№5		2 500  3 000  3 500  4 000  4 500 5000  5 500  6 000  6 500  7 000  7 500	6.3  6.7  6  5  4.2  2,7	0,55 0.65  0,67 0,67 0,65 0,53	0,088 0.088  0,087 0,087 0,083 0,501	Л7=вО,5 кет л—960 об мин  Тип АЦ-21/6  IV—0,25 кет п— 1006 обмин	14.7 15,7 16  15,6 14,0  12,5 11  9,7 7	0.5 0,55 0.65  0.66 0.67 0,67 0,66 0,63 0,55	0,27 0,3 0,31 0,31 0,32 0,3  0.3 0,28 0,26	Л'=0,62 кат п = ИЗОоб мин Тип АИГ-42
№6		4 000  5 000  6 000  7 000  8 000  9000  11 000  12 000  13 000  14 000	9  ’5  8  6  3	0.48  0,62  0,67  0,66  0,63  0,45	0.21  0.22 0.22 0.23 0.21 0,17	А'=0,5 кат /1=960 об-мин Тип АД-21/6	21  22  23  21  16,5  14  10  6	0.5  0,57 0,65 0,66  0,66 0,61 0,55  0,4	0,7 0,75 0,79  0,8 0,74 0.73  0,65 0,58	ЛГ—1 кет «=1450 об мин  Тип ЛД-21/4
№7		7000 8 000  9000  10 000 12 000 14 000 16 000 18 000 20 000  21 000	13  14  13  12  9  5	0,55 0.65 0,67 0,68 0,65 0,46	0.46 0,48 0,48 0,48  0,46 0.42	Аг= 0,5 кет л=960 об мин Тип АД-21/6	27  28  31  29  26  22  17  12	0,4 0,5  0,61 0,66 0,6/ 0,66 0,62  0,52	1.7  1,55  1.6  1.7  1,73  1,67  1.5  1.35	/7=2,2 кат /1=1450 об мин Тип АД-31/4
№8		10000  12 000  14 000  16 000 18000  20 000	16.5 17  16  14,5  12  8	0,53 0,59 0,61 0,67 0.65 0,58	0,86 0.93  0.94 0,94  0,9 0.8	Лг— 0,7 кет п—960 обман Тип АДО-22,6	35 37,5  38  33.5	0.49  0,55  0.58  0,62	2,8  3  3.2  3.3	Л=3,4 кат «=1150 об мин Тил АДО-41/4

— 40.3 —
Продолжение табл. 41

М пенти* л«тора	Расход р в м'.час	п= 960 обмин				п««1460 оСмии			
		ЛЯ н мм вод. ст.	Ч к. п. д.	ЛГ в кит	Электродвигатель	АЯ в мм еод. ст.	ч к. п. ж.	в кет	Эмктролвигатсль
1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
	22 000  24 000 26000  28 000  30 000					35 32,5  30 25  20	0,65  0,68  0.67  0,65  0,59	3,2  3,1  3,1  2.9  2,8	
Лв 10	20 000  22 000  24 000  26 000  28 000  30 000  32 000  34 000  36 000  38 000  40 000	26  26  25,7  25  24  23  22  21  18  16  12	0,55 0,57 0,59 0,62 0,65 0.68 0,67 0,67 0,06 0,63 0,55	2.6  2.8  2.8  2.9  2.9  2.8  2,8  2,9  2,7  2,6  2.4	ЛГ—3.5 кет л—960 обмин Тип АД-42/6				»

Рис. 248. График для выбора осевого вентилятора ЦАГИ серии МЦ

Таблица 42

Конструктивные размеры осевых вентиляторов ЦАГИ серии МЦ
(к рис. 248)

.4 пектм- литере	Дил- метр колеса в мм	Д.	д.	Д.	а		•	9	ж	•	К	Л	м	д!
4	400	404	440	500	170	405	214	250	22	210	430	90	280	30
5	500	505	540	620	175	500	235	280	30	231	530	90	310	35
6	€00	606	650	730	235	590	295	350	30	291	620	105	420	55
7	700	707	750	83.5	270	680	330	393	30	325	710	145	470	65
8	800	8(18	850	975	325	840	425	498	50	420	900	155	550	150
10	1000	1010	1060	1210	400	990	480	570	40	474	1060	175	670	220
Г ЛАВА ДЕСЯТАЯ

Оборудование сушил и печей



1. Транспортирование изделий в сушке

Транспортные устройства имеют очень большое значение в сушиль-
ном деле. Сохранение формы изделий, находящихся в пластичном со-
стоянии, исключение тех или иных деформаций являются одной из глав-
ных задач тра1нспортных приспособлений. Другой не менее важной
задачей является обеспечение возможности наиболее рациональной ук-
ладки изделий в рабочем пространстве сушила. И, наконец, не менее важ-
ным требованием являются максимальная механизация и по возможно-
сти автоматизация укладки изделий с рабочих формовочных мест на
транспортирующие устройства.

а)	Транспорт для камерных сушил

Для транспортирования таких изделий массового производства, как
керамические камни, ленточная черепица, дренажные трубы, кирпич и
другие, наиболее рациональным является транспорт по следующей си-
стеме. После автоматической резки резательным полуавтоматом сырец
вручную снимают со столика и укладывают па подъемники различных
конструкций. Подъемники хороши тем, что сырец укладывают на полки
всегда на уровне, удобном для работы человека, а полки с уложенным
сырцом располагаются в вертикальной плоскости одна над другой.

Подъемник, изображенный на рис. 249, а, состоит из двух бесконеч-
ных цепей с уголками, на которые укладывают полки, причем обе цепи
движутся синхронно. Периодический пуск и остановка подъемника осу-
ществляют вручную переводом ремня с холостого шкива на рабочий
и обратно. Для торможения приводного вала имеется ручной тормоз.

Сырец укладывают на подъемник и включают его в следующей
последовательности. На подъемник укладывают первую полку, которая
находится примерно на уровне резательного столика. После укладки на
эту полку сырца включают привод подъемника и на уровень первой пол-
ки поднимается вторая, после загрузки второй — третья и так далее до
тех пор, пока подъемник не будет заполнен необходимым количеством
полок. На рис. 249, б показан цепной подъемник, подающий полки с
первого этажа от пресса на второй этаж к сушилам. Такой подъемник
может обслуживать также сушила, расположенные в два этажа.
Эксплуатационным недостатком цепных подъемников является то.
что в промежуток времени, когда полки с цепного подъемника переходят
на вагонетки, надо прекращать укладку сырца на подъемник, что вызы-
вает простои пресса. Эти недостатки устранены в так называемом рамоч-
ном поворотном подъемнике, показанном на рис. 250.

Рис. 249. Ценные подъемники

Поворотные подъемники изготовляют с механическим или гидрав-
лическим приводом. Под рамой подъемника ниже уровня пола имеется
приямок, в который может быть опущена рама па 2/* своей высоты.
Полки с сырцом перемещаются сверху вниз: по заполнении полками
всей рамы последняя полностью поднимается из приямка.

При использовании подъемника с поворотной рамой перерывы в
работе укладчиков не нужны: после заполнения полками одной стороны
рама поворачивается на 180°, и полки укладываются на другую сторону
рамы, в то время как ранее уложенные полки снимаются с подъемника.

На рис. 251 показан полный резательно-укладочный автомат, в ко-
тором резательный столик и подъемник связаны автоматом-укладчиком.
При этом ручные перекладки сырца совершенно исключены, благодаря
чему почти устранена возможность его деформации. Полки постепенно
выдвигаются транспортером из-под резательного столика; скорость дви-
жения ленты транспортера синхронизируется со скоростью выхода гли-
няного бруса из мундштука пресса. Отрезанный сырец падает с не-
большой высоты на движущуюся полку и укладывается на ней на рав-
ных расстояниях. Одинаковые промежутки между сырцом имеют су-
Я го,
ЮЛЯТ
1ЫЗЫ-
1М0Ч-



»ан-
тся
»ты.
>ми

< в
>ны
»ну
ка.
ко-
о.м.

фЯ
1НО

ли-

ев
су

Рис. 250. Рамочный (поворотный) подъем-
ник

Рис. 251. Автомат для ‘резки и укладки сырца
шественное значение в отношении равномерного омывания их воздухом
в сушилах. После укладки определенного количества сырца полка ска-

Рис. 252. Ручные передаточные тележки

Рис. 253. Электрическая переда-
точная тележка

Рис. 254. Односторонняя загрузка и выгрузка
сушильных камер

тывается по наклонному
столу вперед и шагающим
транспортером погружается
на цепной подъемник, при-
вод которого автоматически
включается и выключается.

Полки снимают с подъ-
емника и доставляют в су-
шила сбрасывающими ваго-
нетками. На рис. 249 пока-
зана наиболее распростра-
ненная конструкция таких
вагонеток. Передняя рама
вагонетки имеет некоторый
свободный ход в вертикаль-
ной плоскости и снабжена
рядами пальцев. При помо-
щи рычага раму можно под-
нять или опустить на 40—
60 мм. Вагонетку с опущен-
ной рамой подкатывают
вплотную к подъемнику та-
ким образом, чтобы пальцы
оказались под полками, уло-
женными на подъемник. При нажиме рычага рама с пальцами припод-
нимается, поднимает полки с сырцом, отъезжая назад снимает полки
с подъемника и доставляет их в сушильный цех по пути, обычно рас-
положенному вдоль фронта сушил, т. е. перпендикулярно главному пути,
ведущему из формовочного цеха. Чтобы избежать поворотных кругов
для передачи вагонетки с главного пути в сушильные камеры, приме-

Рис. 255. Снижатель с гидравлическим
приводом

Рис. 256. Снижатель с механическим
приводом

няют передаточную тележку, конструкция которой показана на рис. 252
Вагонетку накатывают на тележку у самого подъемника и запирают
на ней. Тележки снабжены ручным ленточным тормозом. На многих
заводах применяют электрические тележки с троллейным приводом
(рис. 253). Если вдоль камер проложен не один главный путь, а два.
то применяют тележки с перекидным мостиком (рис. 252), перекры-
вающим второй путь и пропускающим через этот путь вагонетку.

На рис. 254 показана односторонняя загрузка и выгрузка камер
самосбрасывающими вагонетками. Сушильные камеры снабжены высту-
пами на продольных стенках, причем расстояния между этими выступа-
ми точно соответствуют расстояниям между пальцами вагонеток. Ваго-
нетка поступает в камеру с поднятой рамой; рама опускается, все полки
ложатся на выступы камеры и вагонетка свободно выезжает из нее. Для
Рис. 257. Карусельная
вагонетка

центрирования в вертикальном направлении с боков вагонетки имеются
направляющие горизонтальные ролики, катящиеся по стенкам камеры

В СССР изготовляют десягиполочные вагонетки. Расстояние между
полками на заводах огнеупорной промышленности принято 250 мм, в
промышленности строительной керамики — 240 мм.

После сушки полки вывозят из ка-
мер теми же вагонетками. Однако пода
вать сырей в кольцевую печь на этих ва-
гонетках нельзя, так как печные ходки
обычно имеют высоту, значительно мень-
шую высоты сушильных камер. Поэтому
возникает необходимость перегружать
сырец на более низкие вагонетки, для че-
го с сушильных вагонеток полки переда-
ют на снижатель с гидравлическим или
механическим приводом (рис. 255 и 256).
С последнего рамки снимаются так назы-
ваемой карусельной вагонеткой (пока-
занной у сннжателя на рис. 255), которая
названа так потому, что рама с двусто-
ронними пальцами свободно вращается
вокруг вертикальной осн. Число пальцев
у карусельной вагонетки равно числу
пальцев у загрузочно-выгрузочной ваго
нетки, по у первой пальцы расположены
с двух сторон, у второй — с одной.

Рама сннжателя наполовину опу-
скается в приямок, н карусельная ваго-
нетка накатывается на приямок таким
образом, чтобы ее пальцы оказались под
полками верхней половины сннжателя.
рамки ложатся на пальцы карусельной

вагонетки и последняя выкатывается назад. Затем рама сннжателя под-
нимается вверх, карусельная вагонетка поворачивается на 180° и, повто-
рив предыдущую операцию, принимает на себя остальные полки.

На карусельной вагонетке полки с высушенным сырцом доставля-
ются в печь, как это показано на рис. 257.

Снижатель слегка опускают.

б)	Механизированным транспорт сырца

На рис. 258 показан первый промышленный автомат для садки огне-
упорного кирпича па вагонетки туннельных печей, созданный на Семи-
лукском заводе огнеупорных изделий (г. Воронеж) по предложению
А. У. Вьюк, И. С. Веретенникова, И. С. Маркевича и В. И. А\альченко.
Автомат предназначен для однорядной садки стандартного кирпича
сухого прессования и рассчитан на прием сырца от четырехштампового
пресса и укладку кирпича на печные вагонетки.

Автомат состоит из следующих основных узлов: прие.м1но-транспор-
гирующего механизма /, кантователя 2, перекладочных клещей 3, ком-
плектующего стола 4 и укладчика 5. Приемно транспортирующий ме-
ханизм состоит из приемного стола 6 и передаточного транспортера 7.
Кирпичи кареткой пресса сталкиваются на приемный стол, с которого
они сдвигаются па неподвижные полки передаточного транспортера,
приводящегося в действие от коленочного вала пресса.
мотся
керы,
ежду
1Л. В

13 ка-
лода
1.x ва-
ходки
тиень-
втому
Жать
1Я че-
ред а-
I или
256).
назы-
|во на-
горая
«усто-
дется
“ьцев
числу
ваго
жены

опу-
ва ко-
вким
ь под
теля.
1ЬНОЙ
под-
ввто-

ввля-

огне-
>ми-

ению
внко.
шича
>вого

пор»

ком-
I ме-
ра 7.
фото
тера.

5000------------—------

Рис. 258. Автомат-укладчик Семилукского огнеупорного завода (продольный раз-
рез и план)
Транспортер установлен под углом 90° к приемному столу и укла-
дывает кирпичи на полки 8 кантователя. На приемном столе имеется
контрольное устройство 9, выключающее пресс и автомат при невыходе
из пресса хотя бы одного кирпича или при отклонении веса кирпича
от нормы.

Кантователь представляет собой соединенные полками две ро-
ликовые цепи с шагом 120 мм. Он приводится в движение от приемно-
передаточного механизма системой шестерен и валом 10. Назначение
кантователя — устанавливать кирпичи на ребро и накапливать опреде-
ленное количество их для последующей передачи на комплектовочный
стол.

Перекладочные клеши состоят из захватов, каретки, привода и счет-
ного механизма. Щеки клешей работаю? от пневматического привода.
Накопленный на кантователе в нужном количестве сырец перекладоч-
ными клещами снимается и переносится на приемную полку 11 комплек-
товочного стола. Во время съема сырца с кантователя клеши одновре-
менно с подъемом перемещаются вперед.

Каретка служит для удерживания клещей на определенной высоте
при продвижении в сторону комплектовочного стола и для возврата в
исходное положение. Клещи передвигаются до приемной полки комплек-
товочного стола, после чего опускаются, одновременно разжимаются
щеки и кирпич опускается на стол. Затем клещи поднимаются и возвра-
щаются обратно к кантователю.

Так как под печной вагонетки не квадратный, то по ширине и длине
его размещается не одинаковое количество сырца. Поэтому для работы
кантователя по заданной программе установлен специальный механизм,
обеспечивающий укладку на вагонетку нужного количества сырца.

Комплектовочный стол представляет собой цепной транспортер дли-
ной 2,1 .« с закрепленными полками, ролики которых катятся по гори-
зонтальным направляющим. Ведущие звездочки цепного транспортера
приводятся в движение электромотором 12 через редуктор.

На комплектовочном столе из кирпичей набираются ряды для по-
следующего переноса их на печную вагонетку.

На печную вагонетку по программе укладывают кирпич по рядам
в следующем количестве: 4 ряда— 13X8 кирпичей, 7 рядов— 17X6 кир-
пичей, 2 ряда — 15x8 кирпичей и 1 ряд— 13X4 кирпича. Количество по-
лок с кирпичом отсчитывают специальным счетным механизмом 13, ре-
гулирующим пуск и остановку цепного транспортера стола.

Укладчик состоит из укладочных клещей, подъемного механизма,
счетного механизма и ходовой части. Укладочные клещи рассчитаны на
одновременный захват полного ряда садкн с комплектовочного стола.
Они состоят из рамы 14, подвешенной на четырех телескопических вин
тах 15, и подъемного механизма укладчика. В раме имеется 17 сек-
ций 16, в которых смонтировапы прижимные (захватывающие) лапы.
Они могут смещаться в стороны, чем достигается необходимый зазор
между кирпичами. Укладочные клещи смонтированы па тележке 18, пе-
редвигающейся по рельсам, закрепленным на раме 19.

После набора на комплектовочном столе полного очередного ряда
кирпичей от счетного механизма посылается импульс для впуска возду-
ха. Зажатые клещами кирпичи укладчик переносит на печную вагонет-
ку 17. При опускании вниз щуп, упираясь в кирпич уже посаженного
ряда, выключает механизм укладочных клещей. При этом клещи раз-
жимаются, и кирпичи опускаются на вагонетку.

Подъем и опускание рамы клещей на 1,75 м осуществляются четырь-
мя телескопическими винтами, вращающимися от электромотора.
Перевязка садки создастся укладкой одного ряда кирпичей вдоль
пода печной вагонетки, а следующего ряда—поперек. Это обеспечивает-
ся поворотом клещей с кирпичами на 90° при движении от комплекто-
вочного стола к вагонетке.

Пресс и автомат обслуживает один рабочий.

в)	Сушильные и транспортные вагонетки

Вагонетки, на которых сырец перевозят из формовочного отделе-
ния в сушильный цех и которые остаются вместе с сырцом в сушилах
в течение всего процесса сушки, называются сушильными в отличие от
вагонеток транспортных.

Как уже было отмечено, су-
шильные вагонетки рациональной
конструкции должны быть прежде
всего приспособлены для укладки
сырца в соответствии со схемой дви-
жения воздуха в сушиле данной
системы, Следовательно, нельзя ре-
комендовать какую-либо стандарт-
ную конструкцию вагонеток вне за-
висимости от конкретных условий.
Но во всех случаях вагонетки долж-
ны быть устойчивы против перемен
температуры и влажности, должны
иметь минимальный собственный
вес па единицу веса сушимого сыр
ца и быть легко подвижными. Целе-

Рис. 259. Сушильная вагонетка

сообразно применять металлические
вагонетки простой, но рациональ-
ной конструкции (рнб. 259).

Сушильные вагонетки должны быть
несколько большая начальная стоимость

на шариковых подшипниках:
таких вагонеток вполне оку-

Рис. 261. Укладка керамических камней
на сушильные вагонетки

Рис. 260. Укладка труб иа сушиль-
ные вагонетки

лается удобствами эксплуатации. Остов вагонеток делают простым,
без излишних укосин, обычно усложняющих укладку полок с изделия-
ми. Как правило, поезд вагонеток не вытягивается из сушильных тун-
Рис. 263. Монорельсовый транспорт с подвесными нагоне]ками

Рис. 265. Тележки с подъемными платформами ручного перемещения
целей, а проталкивается через них. Поэтому не требуется никаких
приспособлений для сцепления (крюков, цепей), усложняющих и удоро-
жающих вагонетки. Па раме каждой вагонетки с обеих сторон преду-
сматривают жесткие буфера, воспринимающие усилие при проталкива-
нии. Для того чтобы вагонетки при движении не задевали степы тунне-
ля, па них иногда устанавливают боковые ролики, которые скользят по
металлическим направляющим, заложенным в кладку стен.

Па рис. 260 и 261 показаны вагонетки для труб и пустотелых кам
ней. На вагонетки в три яруса укладывают доски с большими отвер-
стиями или узкие планки, между которыми оставляют зазоры. На дос-
ки или планки вертикально устанавливают изделия. Такой способ ук-
ладки приспособлен к сушилам с вертикальным движением воздуха.

Прочный сырец, обжигаемый в туннельных печах, сушат в туннель-
ных сушилах па печных вагонетках, что устраняет перекладку сырца
перед обжигом.

Большое распространение в керамической промышленности полу-
чили подвесные мпогорельсовые вагонетки, изображенные на рис. 262
и 263. Применение подобных вагонеток во многих случаях значительно
упрощает внутризаводской транспорт.

Особый вид сушильных транспортных средств представляют пере-
носные стеллажи (рис. 264), на которые укладывают отформованные
изделия. Стеллаж устанавливают в сушило и выгружают из него при
помощи тележки с подъемной платформой.

На рис. 265 показаны тележки с подъемной платформой ручного
перемещения. У правой тележки платформа приподнимается под дей-
ствием усилия, прилагаемого к концу рабочей рукоятки, у левой те-
лежки  подъем платформы гидравлический. На рис. 266 показана
самоходная тележка с бензиновым двигателем.

Транспортирование тяжелых изделий можно механизировать, как
это показано, например, на рис. 267; для транспортирования и укладки
керамических труб большого диаметра применяют один электропо-
грузчик с вильчатым захватом или в сочетании с электрокарой.

Интересная конструкция гидравлического подъемника-тележки для
особо громоздких изделий показана на рис. 268.

Г) Непрерывный транспорт

Широко распространен в керамической промышленности непрерыв-
ный транспорт различных видов. Наиболее простые по конструкции лен-
точные транспортеры служат для перемещения изделий в горизонталь-
ном направлении под небольшим углом (примерно 20°). Для переме-
щения под большим углом к горизонту применяют звеньевые транспорте-
ры, представляющие собой две параллельные бесконечные цепи, соеди-
ненные деревянными или металлическими звеньями с упорами. Изделия
с поддоном укладывают на звенья таким образом, чтобы поддон под-
держивался упором, предотвращающим возможность сползания его-
вниз по наклонной плоскости (рис. 269). Звеньевые транспортеры ши-
роко применяют при сушке изделий в сушилах открытого типа, рас-
положенных над печами. Такие транспортеры могут доставлять из-
делия от одного и того же пресса или формовочного стола на первый
или второй этаж. В первом случае транспортер может быть опущен
вниз на уровень пола формовочного отделения, во втором — припод-
нят к потолку.

Своеобразную конструкцию представляет собой тележечная нория
(рис. 270). Тележки нории перемещаются по рельсовым путям при по-
Рис. 268. Гидравлический
подъе м н и к-те л ежх а

Рис. 270. Тележечная нория

Рис. 269. Звеньевой наклонный транспортер

Рис. 271. Люлечный (цепной) транспор-
тер
мощи общей цепи, к которой они прикреплены. Когда тележка про-
ходит мимо рабочего места для формовки, на нее укладывают сырец,
направляемый в сушильный цех.

Чрезвычайно удобным средством межцехового транспорта может
служить люлечный транспортер (рис. 271). В транспортере однсполоч-
ные или многополочные люльки, шарнирно подвешенные на равных

Рис. 272. Подвесной транспорт для керамических труб

(1—1,5 ж) расстояниях одна от другой, катятся на роликах по направ-
ляющим. Скорость движения их 0,25—0,3 м/сек. Движущим элементом
является бесконечная цепь, с которой скреплены все люльки. Главное
достоинство люлечных транспортеров заключается в возможности
подъемов и поворотов.

Все описанные выше транспортные устройства непрерывного дей-
ствия можно с успехом применять не только для перемещения изделий
из формовочного цеха в сушильный, но также для доставки их после
сушки в печной цех, а также обожженной продукции на склад.

Оригинально устроен транспорт для керамических труб, представ
ляющий одно целое с оборудованием для формовки и оправки. Труб-
ный пресс снабжен двумя каретками для попеременного приема труб
и перемещения их по рельсовому пути к оправочному устройству
(рис. 272, а). Каретка состоит из платформы / на четырех колесах 2,
на которой смонтирован электродвигатель 3 с редуктором. Горизон-
тальный вал 4 редуктора находится в зацеплении с полым вертикаль-
ным валом 5, на верхнем конце которого закреплена тарель 6, в ко-
горую вкладывается съемная тарель 7. Полый вал 5 вмонтирован в
опорный стакан 8 на двух подшипниках, вследствие чего при вклю-
чении электродвигателя он вращается вместе с тарелями 6 и 7.
На платформе каретки установлены приспособления для обрезки ниж-
него раструба с помощью струны 9, для нарезки раструба 10 и опра
вочная катушка 11.

Каретка с отпрессованной трубой проталкивается прессовщицей
по рельсовому пути к верхнему оправочному устройству. Последнее
состоит из направляющего стакана 12 и подвижной стойки 13, на
нижнем конце которой закреплены оправочные приспособления: на
правляющин и центрирующий барабан 14, катушка для накатки резь
бы 15 и ролик для оправки торца трубы 16. Оправочное устройство
уравновешивают грузом 17. Каретка с трубой поднимается от прес-
совщицы оператором, который фиксирует положение каретки под верх
ним оправочным устройством, опускает это устройство и нажатием
кнопки включает электродвигатель каретки. При вращении трубы
вокруг своей оси оператор оправляет и нарезает верхним конец ее, а
помощник - раструб, после чего оправочные приспособления отводят
в сторону. Для снятия трубы с каретки оператор нажатием педали 18
(рис. 272,6) вводит через полый вертикальный вал 5 каретки специаль-
ную штангу 19 при помощи выталкивателя 20, соединенного с блоком пе-
дали. Штанга 19 на нижнем конце (рис. 272, в) имеет Заточку-выступ,
которым захватывает съемную тарель 7. Отформованная и оправлен-
ная груба удерживается на та рели заплечиками раструба. Верхний
конец штанги имеет две выточки-паза. Нижний служит для съема тру-
бы с помощью перегружателя, верхний—для подвески н транспорти-
рования трубы цепным конвейером. Введя штангу 19 внутрь трубы, опе-
ратор надевает на ее конец фиксатор 21, ограничивающий раскачку
трубы на штанге. Для снятия трубы с каретки используется перегружа-
тель (рис. 272, г). Он состоит из корпуса 22, электродвигателя 23, червяч-
ного редуктора 24, реечной педали 25 и ломаного рычага 26. Оператор
подводит ломаный рычаг перегружателя к штанге, захватывает ее за
нижнюю выточку верхнего конца, включает реверсивный пускатель мо-
тора и снимает трубу с каретки. Затем поворачивает ломаный рычаг
перегружателя с трубой и подвешивает трубу на подвеску 27 движу-
щейся цепи конвейера.

Помощник оператора, перед тем как возвратить освободившуюся
каретку на стол пресса, устанавливает съемную тарель на основную
тарель каретки и одновременно через центральное отверстие основной
тарелн в полом валу каретки опускает штангу, которая, пройдя отвер-
стие полого вала, попадает в направляющие штанги с выталкивателем
и остается там до следующего поступления каретки с трубой для се сня
тия. Освободившаяся каретка помощником оператора направляется на
стол пресса.

Труба, подвешенная на ценной конвейер, проходит камеру подвял-
ки. Вышедшую из камеры трубу, перед прессом снимают с конвейера
с помощью перегружателя и отправляют на дальнейшую сушку, а ос-
тавшуюся штангу и съемную тарель тут же подвешивают на конвейер
и направляют к прессу, где поочередно их снимают операторы или их
помощники. Съемную тарель при этом укладывают на основную тарель
каретки, а штангу соответственно опускают через центральное отвер-
стие каретки в направляющие для штанги, и цикл съема и транспорта
рования труб повторяется.

Описанная система транспортирования керамических труб.сконст-
руирована и сооружена на Щекинском заводе «Кдслотоупор»
2.	Транспортирование изделий в обжиге

а)	Печные вагонетки

Вагонетки туннельных печей являются, пожалуй, самой ответствен-
ной их частью. Опи образуют подовую систему, от состояния которой в
значительной степени зависит работа печи. В главе пятой подробно
излагалось влияние состояния подовой системы на газообмен рабочего
пространства печи с окружающей средой, обусловливающей характер
температурного поля в ее’ поперечном сечении, длительность обжига и
расход топлива.

Роль вагонеточного парка для нормальной работы печей трудно
переоценить; однако на большом количестве заводов строительной ке-
рамики все еще не придается должное значение этому вопросу и ваго-
нетки находятся в совершенно неудовлетворительном состоянии, вслед-
ствие чего неудовлетворительно работают сами печи.

При оценке конструкции как металлических частей, так в особен-
ности огнезащитной футеровки следует иметь в виду, что печные ва-
гонетки работают в очень тяжелых условиях: при переменном воздей-
ствии высоких температур и при значительных механических напря-
жениях. Прежде всего печные вагонетки эксплуатируются значительно
интенсивнее, чем, например, под кольцевых печей и печей периодиче-
ского действия. В нормально работающей туннельной печи при совре-
менных скоростных методах обжига каждая вагонетка во многих слу-
чаях ежесуточно делает один оборот, причем скорости подъема и
снижения температур часто достигают 100—150° в час. При такой на-
пряженной тепловой работе мало того, что поверхность футеровки на-
гревается до высоких температур (1000° н выше), по толщине футеров-
ки возникают значительные перепады температур, а следовательно, и
значительные термические напряжения.

Находясь в объемно-напряженном состоянии, вагонетка одновре-.
менно подвергается и механическим воздействиям. При проталкивании
поезда вагонеток через обжигательный канал печи огромные усилия пе-
редаются нс только металлической раме вагонетки, но и частично футе-
ровке. Как на путях в:не печи, так иногда внутри печи, вагонетки под-
вергаются динамической нагрузке при ударах. Наконец, при авариях
вследствие обвала садки изделий вагонетки испытывают механические
воздействия, нередко приводящие не только к разрушению футеровки,
но и к деформации или поломке металлических частей. Кроме всех пе-
речисленных обстоятельств на состояние футеровки действуют силы
смещения отдельных частей ее вследствие попеременного термического
расширения и сжатия и проникания в швы песка н обломков обжи-
гаемых изделий.

Печная вагонетка должна представлять собой жесткую металли-
ческую систему, без деформаций воспринимающую усилия передвиже-
ния поезда. Совершенно недопустимо, чтобы указанные усилия хотя бы
частично воспринимались не металлическим каркасом вагонетки, а фу-
теровкой. Профили низа печного туннеля и футеровки вагонеток долж-
ны быть хорошо продуманы при проектировании и содержаться в пол-
ной исправности.

Материал для футеровки вагонеток должен обладать достаточной
огнеупорностью и иметь малый коэффициент термического расширения.
Кроме того, футеровка должна иметь высокую сопротивляемость тер-
мичсскнм ударам (ударом острого пламени), высокую механическую
прочность на сжатие и истирание.

В туннельных печах на отечественных заводах строительной кера-
мики в настоящее время почти повсеместно применяют вагонетки двух
типов: малогабаритные вагонетки конструкции Росстромпроекта (рис.

Рис. 273. Печные вагонетки конструкций Росстромпроекта и Института огнеупоров

273, а) и крупногабаритные вагонетки конструкции Института огне-
упоров (рис. 273,6). Характеристика этих вагонеток приведена в табл. 43.

Таблица 43

Техническая характеристика печных вагонеток

Показатель	Вагонетки		Показатель	Влговетхм	
	Росетром- п рее кт а	Института огнеупоров		Росстром- проекга	Института  огни упоров
Размеры в мм:			база вагонетки		
длина металличе-			(расстояние меж-		
ской части . •	2036	3045	ду осями скатов)	1045	1700
ширина металличе*	1820		диаметр колеса. .	250	1050
ской части • • •		3000	Г рузоподъемиость		
длина рабочей ча-			ВТ		10	15
сти •	2020	3000	Вес в т:		
высота (от голов-			металлической ча-		
ки рельса до по-			СТИ	...	0,7	1.9
верхпости футе-			футеровки ....	1.7	4,5
ровки) •  . . .	590	1500	- садки полнотелого		
ширина колеи . ,	1000	1520	кирпича . • 	6.7	12

Вагонетки Росстромпроекта имеют менее жесткую конструкцию,
чем Института огнеупоров, и при большой длине печи Росстромпроекта
(свыше 100 м) на футеровку передаются значительные усилия протал-
кивания. Ножи песочных затворов обгорают, между стыками соседних
ножен остается большой зазор, через который происходит значитель-
ный газообмен.

Недостатки вагонеток по проекту обычно значительно усиливаются
в результате их небрежного изготовления.

Рис. 274. Скаты печных вагонеток

В США печные вагонетки изготовляются специализированными
фирмами, которые тщательно разрабатывают отдельные детали, доби-
ваясь максимальной плотности и долговечности подовой системы.

Вагонетки имеют литые рамы из жаростойкого чугуна с ребрами
жесткости. При изготовлении рам из профильной жаростойкости стали
обычно во всех ответственных воспринимающих усилия частях приме-
няют заклепочное соединение; сварку используют только во второсте-
пенных элементах.

Печные вагонетки могут быть двух типов: со скатами, имеющими
вращающиеся оси (рис. 247,а), и со скатами с неподвижными осями
(рис. 274, б). В первом случае подшипники располагают на осях между
колесами, во втором случае подшипники находятся в самих колесах, а
между колесами располагают глухие опоры.

В США применяют вагонетки с вращающимися осями с тем, чтобы
защитить подшипники от нагревания газами и горячим воздухом, про-
бивающимися через песочные затворы и стыки ножей, а также от лу-
чистой энергии, испускаемой в зонах высоких температур самими но-
жами песочных затворов. Металлические части защищают от воздейст-
вия высоких температур жароупорным бетоном, изоляцией и керами
ческой футеровкой. Нижняя часть обжигательного канала и футеровка
вагонеток имеют сложный профиль, рассчитанный на лабиринтовое уп-
лотнение. В некоторых случаях по всей длине между скатами вагонеток
укладывают специальные' направляющие балки. С торцов такие ваго-
нетки уплотняют асбестовым жгутом, кото-
рый закладывают в замковый профиль фу-
теровки смежных вагонеток. Однако эти ва-
гонетки совершенно не соприкасаются в
торцах друг с другом футеровкой и все уси-
лия при проталкивании поезда полностью
воспринимаются жесткими рамами.

В приведенных конструкциях много
внимания уделено тому, чтобы ножи песоч
ных затворов не прогорали и не деформи-
ровались; они защищены сверху жароупор-

7

Рис. 276. Уплотнение стыка вагонеток

Рис. 275. Съемный )шж песочного
затвора

ным бетоном, а в Некоторых случаях покрываются (путем торкретирова-
ния) изоляционным слоем и с боков. Свободные стыки ножей между ва-
гонетками, являющиеся обычно источником значительного газообмена,
сведены до минимума между боковыми литыми поясами вагонеток и
слоем песка н песочных затворах.. Что касается самих песочных затво-
ров, то практика показывает, что нет надобности усложнять их конст-
рукцию. Полученные нами экспериментальные данные свидетельствуют
о том, что если канавки действительно заполнены песком по всей длине
печи и вагонеточные ножи углубляются в песок хотя бы на 30—40 жж,
то газопроницаемость таких затворов совершенно ничтожна. Устройст-
во двойных песочных затворов или сочетание песочных затворов с гид-
равлическими не имеют практического смысла.

На рис. 275 показана заслуживающая внимания конструкция креп-
ления ножей песочного затвора (ГИКИ), при которой обычно быстро
обгорающие и деформирующиеся ножи можно снимать и заменять но-
выми, не нарушая целости футеровки. Нэж I легко снимается при уда-
лении огнеупорной обмазки 2 и снятии болтов 3, скрепляющих его с
уголком 4 рамы вагонетки.

Рациональная конструкция уплотнения стыков вагонеток показана
на рис. 276. Вместо обычно закладываемого недолговечного асбестового
шнура торцовый швеллер / набивается асбестом 2, а уплотнение достн
гается нажатием стального прута 3. приваренного к уголку 4 рамы
впереди стоящей вагонетки.

Как ни важна рациональная конструкция печной вагонетки, еще
важнее правильная ее эксплуатация, тщательный уход. Каждая ваго-
нетка перед загрузкой изделиями должна быть тщательно осмотрена,
т рнператдра в град

а при необходимости отремонтирована. Футеровка должна быть прове
дена по шаблону и также отремонтирована. За небрежное отношение
к вагонеткам всегда приходится расплачиваться ухудшением работы
печей.

На многих заводах торцы вагонеток не уплотняются асбестом. Вме-

Рис. 277. Кривые температур в подвагонсточном пространстве

вует. В результате температура в подвагонеточном пространстве на-
столько сильно поднимается, что горит смазка в подшипниках. На рис.
277 показаны температурные кривые в подвагонеточпом пространстве,
заснятые на четырех туннельных печах плиточных заводов Максималь-
ная температура колеблется от 175 до 325°.

б)	Футеровка печных вагонеток

Большое эксплуатационное значение имеет конструкция футеров
ки вагонеток. Как у нас, так и за рубежом применяют футеровку трех
видов: керамическую, из жароупорного бетона и смешанную (бетой в
сочетании с керамикой).

Керамическую футеровку выполняют из огнеупорного кирпича и фа-
сонных камней. На рис. 278 показана футеровка из крупных и доволь-
но сложных по конфигурации фасонных шамотных камней, из которых
выложены боковые и торцовые части вагонеток, а остальная часть за
полнена стандартным шамотным кирпичом. Неудобство такой футе-
ровки заключается в том, что стоимость крупных блоков сравнительно
высокая и обычно их меняют после значительного разрушения. Поэто-
му вагонетки длительное время эксплуатируются с большими дефекта
ми футеровки.

Многие заводы, постепенно отказываясь от фасонных камней, ко-
торые применяли до 18—20 типоразмеров, перешли либо полностью на
стандартный огнеупорный кирпич, либо сохранили лишь угловые фа-
сонные камни. Такую упрощенную, но вполне рациональную футеров-
ку вагонеток применяют даже крупные заводы огнеупоров, для которых
изготовление фасонных камней любой конфигурации не представляет
груда. Однако такие вагонетки после каждого оборота подвергают
тщательному осмотру, и каждый кирпич, имеющий повреждение, обяза-
тельно заменяют новым Идя по такому пути, на некоторых заводах,
обжигающих в туннельных печах строительный кирпич, футеруют края
вагонеток огнеупорным кирпичом, а внутреннюю часть выкладывают
строительным кирпичом своего производства.
Весьма рациональным мероприятием является сочетание кирпича
огнеупорного с теплоизоляционным пеношамотным при высоких темпе-
ратурах обжига или трепельным (диатомитовым) при низких, как
это показано на рис. 278, б: верхние два слоя выполнены из шамотного
кирпича (по краям уложены шамотные камни), а нижний слой — из
изоляционно-трепельного кирпича, уложенного сверх слоя трепельной
массы. При такой изоляции резко снижается количество тепла, затра-
чиваемого на подогрев пода вагонеток, что имеет большое значение в

Рис. 278. Керамическая футеровка печных
вагонеток

а — футеровка из фасонных камней; б — футеровка
стандартным кирпичом и бортовым камнем; в — фу-
теровка с изоляцией

отношении уменьшения пере-
пада температур по высоте пе-
чи в зове подготовки.

Однако наиболее дейст-
венным мероприятием по
уменьшению температурного
перепада по высоте обжига
тельного капала является ка-
нализация пода вагонеток. Та-
кие вагонетки часто называют
вагонетками с развитым по-
дом. В специально выложен-
ные на поду каналы, располо-
женные поперек печи, направ-
ляют горячие газы с целью
усиления подогрева нижнего
ряда изделий.

За рубежом канализиро-
ванные вагонетки применяют
не только для обжига круп-
ных изделий, когда минималь-
ный температурный перепад
совершенно необходим, по и
при обжиге пустотелых кера-
мических камней и даже про
стого стенового кирпича.

Развитой под хотя услож-

няет футеровку и требует тщательного ухода, но все это окупается улуч-
шением работы печи. На рис. 278,в показан развитой под в сочетании
с тепловой изоляцией из трепельной засыпки 1 и трепельного кирпича 2.
Приведенная конструкция интересна тем, что трепельный кирпич защи-
щен специальными плитами 3 из жароупорного чугуна.

При применении в туннельных печах вагонеток с развитым подом
необходимо, чтобы расположение горелок в зоне обжига соответствова-
ло конструкции футеровки: очень часто как камерные, так и щелевые
топки оказываются сдвинутыми относительно каналов пода и развитой
под не выполняет предназначенной ему роли.

Футеровку вагонеток жароупорным бетоном впервые стали при-
менять в туннельных печах еще 25 лет назад; однако малая изу-
ченность свойств такого бетона долгое время задерживала широкое
внедрение этого технически прогрессивного и экономически очень вы-
годного мероприятия в промышленности. Учитывая большое значение
для промышленности строительной керамики применения жароупорных
бетонов, считаем целесообразным изложить более подробно некоторые
технические сведения о нем.

Жароупорным бетоном принято называть специальный вид бетона,
сохраняющий в определенном пределе свои физико-механические свой-
ства, при длительном воздействии высоких температур. Такой бетон,
как сравнительно новый жаростойкий материал, получает все большее
и большее распространение в строительстве тепловых агрегатов в раз-
личных отраслях промышленности, в том числе и керамической. В на-
стоящее время имеются туннельные печи с плоскими перекрытиями из
жароупорного бетона. Однако наибольшее распространение жароупор-
ный бетон получает как материал для футеровки вагонеток туннельных
печей.

Рис. 279. Изменение прочности на сжатие жароупорного
бетона при нагрепажии

I бетон на портландцементе; 2 • бетон на глиноземистом
цементе; 3 — бетон на жидком стекле

Жароупорный бетон известен трех видов: на портландцементе с
тонкомолотыми добавками (микропаполнителямн), на глиноземистом
цементе и на жидком стекле. Каждый из этих видов жароупорного бе-
тона имеет свои особенности и определенные температурные интервалы
целесообразного применения. Можно утверждать, что в тех случаях,
когда применение жароупорного бетона в качестве материала для фу-
теровки печных вагонеток не приводило к положительным результатам,
имело место неправильное использование специфических свойств бето-
на. Портландцемент приобретает свойство жароустойчивости при нали-
чии тонкомолотых минеральных добавок, которые вступают во взаимо-
действие с окисью кальция, в обычном бетоне остающейся частично в
свободном состоянии. Связывая окись кальция, эти добавки устраняют
возможность гашения извести и способствуют тем самым сохране-
нию необходимой прочности и структуры цементного камня при нагре-
вании и последующем охлаждении. Кроме того, тонкомоло-
тые добавки повышают прочность цементного камня при нагре-
вании бетона в интервале температур от 100 до 200°. Работами
К. Д. Некрасова и других установлено, что в качестве добавок, придаю-
щих портландцементу жароупорные свойства, можно применять шамот,
хромит, кварцевый песок, гранулированный доменный шлак, цемянку.
золу-унос, пемзу, лессы и др. Тонкомолотые добавки, являющиеся в
обычном бетоне составной частью смешанного вяжущего, следует вво-
дить в жароупорный бетон за счет мелкого и крупного заполнителя, нс
снижая при этом количества портландцемента. В этом случае марка бе-
тона не снижается существенно.

Как показано на рис. 279, сопротивление сжатию жароупорного
бетона на портландцементе (кривая /) с тонкомолотыми заполиителя-
ми достигает максимального значения при 200°, затем медленно сни-
жается до 600°; после 600’ наступает резкое снижение прочности и в
интервале температур 800—1000° прочность стабилизируется на уровне
50% от прочности в холодном состоянии; после 1000° прочность снова
возрастает до максимального значения при температуре 1200°. Такой
характер зависимости прочностных показателей бетона от температу-
ры обусловливается теми физико-химическими изменениями, которые
сопутствуют нагреванию.

Жароупорный бетон на глиноземистом цементе имеет высокую ог-
неупорность в связи с большим содержанием А120з. Однако зависи-
мость его сопротивления сжатию от температуры нагрева неблагопри-
ятна при температурах вплоть до 1100п. В интервале температур от
300 до 1100° эта прочность составляет 50% от прочности в холодном
состоянии. Исследования Г. М. Рущука показывают, что при нагрева-
нии затвердевшего глиноземистого цемента происходит рост его объе-
ма до 235°, затем при 445° восстанавливается его первоначальный объ-
ем, а при дальнейшем нагревании наступает вновь сокращение объема,
которое при 1000° достигает 0,75%. Однако при повторном нагреве гли-
ноземистого цемента имеет место только расширение образцов, а сокра-
щения не наблюдается. По данным К- Д. Некрасова, это относитель-
ное расширение составляет 0,18% при нагревании до 300°, 0,42% при
600° и 0,66% до 900°. Такое непостоянство объема является причиной
снижения прочности.

Жароупорный бетон на жидком стекле имеет почти постоянную
прочность при всех температурах нагрева вплоть до 1000°.

Изучение прочностных свойств различных видов жароупорного бе-
тона приводит к выводу, что при рабочих температурах до 1000° целесо-
образно и экономически выгодно применять бетон на жидком стекле.
Что касается бетона на глиноземистом цементе, то его следует приме-
нять при температурах свыше 1000°. В табл. 44 приведена характери-
стика жароупорных бетонов по К. Д. Некрасову.

При приготовлении жароупорных бетонов необходимо соблюдать
следующие основные правила.

I.	При приготовлении бетона на портландцементе с тонкомолотой
добавкой в бетономешалку загружают цемент, тонкомолотую добавку,
крупный заполнитель, наливают 3/< необходимого количества воды и пе-
ремешивают в течение 2 мин.; затем загружают мелкий заполнитель,
доливают остальную часть воды и перемешивают бетонную смесь до
полной однородности не менее 3 мин.

2.	При приготовлении бетона на глиноземистом цементе и шлако-
портландцементе порядок загрузки материалов в бетономешалку и про-
должительность перемешивания принимаются такими же, как и для
обычного бетона.

3.	Перед приготовлением жароупорного бетона на жидком стекле
слежавшийся в куски кремнефтористый натрий следует растереть и
просеять через сито с отверстиями 0,6 жж. Заблаговременно смешива
ют топкомолотый заполнитель с кремнефтористым натрием и дважды
просеивают через сито с отверстиями 3—5 мм. В бетономешалку зали-
вают 2/з требуемого количества жидкого стекла, загружают сухие ма
териалы и перемешивают их в течение 2 мин. Затем добавляют осталь-
ное количество жидкого стекла и перемешивают до однородного состо-
яния, но не менее 3 мин.

4.	Укладывать жароупорные бетоны нужно слоями толщиной не
более 200 мм с применением вибраторов.
Характеристика и состав жароупорных бетонов

Таблица 44

Наимеиованнс бетона	Материалы, применяемые в качестве компонентов жароупорных бетонов				Максимально допустимая температура моментов конструкций в трал.	Возможная марка жаро- упорного бето- на	Прочность на смея гме|н]>и максимально допустимей!, температуре в м'сж’
	вздутие	тониомологтза лобанка		мелки* и крупный заполнитель			
Жароупорный бетой на глиноземистом немей- те  Жароупорный бетон на портландцементе	Глиноземи- стый цемент  Портланд- цемент	Без добавки  Шамот огнеупор- ностью не ниже 17.30е  Шамот огнеупорно- стью не ниже 1580е,		Хромистый железняк (хромит), хромомагнезит • . 		  Шамот огнеупорностью не ниже 1730° 	  Шамот огнеупорностью не ниже  17.30°	 	  Шамот огнеупорностью не ниже 1580е 		1400  1300  1200  1100	150—300  100-300  100—.300  100—300	50-100  35-100  35—100  35—100
	Портланд- цемент	кварц пли лесс  Пемза, цемянка, зола- унос или доменный гранулированный шлак  То же  •  Без добавки		Базальт, диабаз, андезит .....  Отвальный доменный шлак . . .  АртикскиЙ туф, бой глиняного кирпича		  Отвальный доменный шлак . . .  Артикский туф, бой глиняного кирпича . . . .'		700  700  700  350  350	150—300  100-200  100 100-200  100	100-200  70-140  70  100-200  100
Жароупорный бетон на шлакопортландцемен- те	Шлакопорт- ландцемент	Без добавки		Базальт, диабаз, андезит	  Отвальный доменный шлак . .  Артикский туф, бой глиняного кирпича • 	 		700  700  700	100—200  100-200  юо	70—140 70-140  70
Жароупорный бетон на жидком стекле	Жидкое стекло	Хромистый железняк (хромит)		Хромистый^желсзняк (хромит) . .	1000	100-200	90—180
		Шамот, кварц, лесс или андезит		Шамот огнеупорностью не ниже 1580е 	  Базальт, диабаз, андезит	  Бой глиняного кирпича		900  600  600	100-200 100-200 100	90—180 100-200 100
5.	Обогревать бетоны на глиноземистом цементе и портландцемен-
те можно любым способом. Температура подогрева бетона на глино-
земистом цементе не должна превышать 25°, на портландцементе — 40°.
Бетон на жидком стекле можно обогревать только воздухом без при-
менения открытого пара (электропрогрев, паропрогрев в закрытых
трубах).

6.	При твердении бетонов на цементных вяжущих необходимо со-
блюдать определенный температурный и влажностный режим. Поверх-
ность уложенного бетона покрывают матами, мешковиной, слоем пе-
ска или опилок. Увлажнение начинают через 24 часа после укладки
бетона и продолжают его в течение 6 суток для бетона на портландце-
менте и в течение 2 суток — на глиноземистом цементе. Благоприятной
для твердения является температура 15—20° (но пе ниже 8е).

7.	Твердение бетона на жидком стекле должно происходить в воз-
душно-сухих условиях при температуре не ниже 15°, благоприятной
является температура 30—60°. Поливать водой бетон не следует. При
твердении обязательно надо удалять образующиеся пары воды.

К. Д- Некрасов рекомендует следующие составы жароупорных бе-
тонов (в кг):

1.	На глиноземистом цементе с хромитовым заполнителем круп
ностью до 20 мм йм«сс= 1400°): глиноземистого цемента — 300; хро
митового песка —1200; хромитового щебня— 1200.

2.	На глиноземистом цементе с шамотным заполнителем крупно-
стью 20 мм (/макс = 1300°): глиноземистого цемента — 300; шамотного
песка — 750; шамотного щебня — 750.

3.	На глиноземистом цементе с шамотным заполнителем крупно
стью до 40 мм — 1300°): глиноземистого цемента — 300; шамотно-
го песка — 650; шамотного щебня — 850.

4.	На портландцементе с шамотным заполнителем при максималь
ной крупности щебня 20 и 40 льч =1100—1200°): портландцемен-
та—300; тонкомолотого шамота — 100—300; шамотного песка — 700—
500; шамотного щебня — 700.

5.	На портландцементе с золой-уносом и с базальтовым заполни-
телем при максимальной крупности щебня 20 и 40 мм (/М1КС = 700°):
портландцемента — 300; золы-уноса—100; базальтового песка—800;
базальтового щебня— 1000.

6.	На жидком стекле с шамотным заполнителем (/м,,кг ^900'):
жидкого стекла плотностью 1,38 350—400; кремнефторнстого натрия —
40—50; тонкомолотого шамота — 500; шамотного песка — 500; шамот-
ного щебня — 750.

7.	На жидком стекле с магнезитовым заполнителем (/макс = 1300°);
жидкого стекла плотностью 1,38 300—350; кремнефторнстого натрия —
30—35; тонкомолотого магнезита — 600; магнезитового песка — 600;
магнезитового щебня— 1150.

Ниже приводим несколько заводских рецептур и методов футеров-
ки печных вагонеток жароупорным бетоном.

На заводе облицовочных фаянсовых плит (при температуре
утелыюго обжига 1250°) наиболее быстро изнашивающиеся части фу-
теровки печных вагонеток — борта — футеруют камнями из жароупор-
ного бетона следующего состава (в % по весу): высокоглиноземистого
цемента — 20; шамота крупностью зерен от 2 до 3 леи— 50; шамота мел-
ких фракций (зерна полностью проходят через сито 49 отв. на
1 см2) — 30.

Внутреннюю часть футеровки заполняют легковесным пеношамо-
том на высоту 200 леи. сверху накладывают нормальный шамотный кнр
пич. Такая футеровка имеет срок службы не менее одного года. Метал-
лические части вагонеток, подверженные действию высоких температур
(ножи песочных затворов, рама), обмазывают каолином с небольшой
добавкой жидкого стекла.

На заводе облицовочных фаянсовых плиток н плиток для полов
успешно применяют футеровку вагонеток из фасонных камней, изго-
товленных па портландцементе с тонкомолотым заполнителем следую-
щего состава (в объемных частях): портландцемент марки не ниже
400—1; мелкомолотая огнеупорная глина (часов-ярская, новошвейцар-
ская, дружковская) и шамотная пыль — 0,3; бой шамотного кирпича
(щебень до 25 ,и,и) —2,5; шамотный песок (от 0,5 до 3 лсд) —2.

При приготовлении бетона ручным способом сначала перемешива-
ют портландцемент с мелкомолотой добавкой в сухом виде, после чего
добавляют заполнитель и требуемое количество воды и массу тщатель-
но перемешивают до получения полной однородности бетона. Воду до-
бавляют в бетонную смесь в таком количестве, при котором подвиж-
ность смеси, характеризуемая осадкой стандартного конуса, составля-
ет 3—5 см, а при вибрировании — не более 3 см. При изготовлении
бетона в мешалках в мешалку загружают предварительно цемент и
мелкомолотую добавку и лишь после смешивания их вводят заполни-
тели и воду.

Несколько рецептур бетона дано в табл. 45, гранулометрический
состав шамотного заполнителя — в табл. 46.

Таблица 45

Составы жароупорного бетона
(^1800 кг ж3)

№ со-	Расход материалов на 1 м' бетонной смесв в кг				Осадка стам-	Прсжгл прочности при сжатии в К2.СМ* при				Примечание
става	цемент	мелкий  ШДМ07	щебень	вола	ляртного кону- са и см	хг-	100°		1200°	
1  2 3  4  1	300  500  500  600	750  650  6.50  600	750  650  650  600	307  394  432  307	Не опреде- лена  1,7  0,5  Не опреде- лена	104  349  260  462	84	162  193	131 71  172	Цемент глиноземи- стый марки 400, огне- упорность 1400°  Заполнялись предвари- тельно за- моченными Шамотный заполнитель, огнеупор- ность 1690°

Таблица 46

Гранулометрический состав шамотного заполнителя

Заполнитель	Остатки в % на ситах с отверстиями в км						Проход ь % через Сит Л С отверстиями и мм	
	20	10	5	1.2	0,3	0,15	5	0,15
Шамот:  мелкий ......				ь	2,5	23,5	43,2	11			19,8
крупный		3.1	56,6	35.8	—	•—	—	4,5	
Футеровка печных вагонеток жароупорным бетоном бывает сплош
ной и состоящей из отдельных разборных элементов. При сплошной
футеровке бетон укладывают непосредственно на вагонетку, на которой
устанавливают предварительно раму-опалубку. Для образования тем-
пературных швов применяют металлические полосы, смазанные густым
маслом, которые после футеровки легко удаляются. Вместо металличе-
ских полос можно применять картон или фанеру, остающиеся в бетоне
до первого обжига, во время которого они сгорают.

Рис. 280 Многослойные

конструкции футеровки

При разборной футеровке камни формуют на стороне и затем ук-
ладывают па вагонетку. Наиболее стойкой футеровка получается тогда,
когда камни предварительно обожжены.

Укладка бетона непосредственно па вагонетку обеспечивает более
ровную поверхность под всей бетонной массой и уменьшает возмож-
ность образования трещин, часто появляющихся в раздельных камнях
из-за неровностей под ними. Сплошная футеровка более устойчива и в
отношении возможных сдвигов и смещений.

Использование готовых элементов облегчает ремонт футеровки и
значительно сокращает простой вагонеток, так как последние идут в
эксплуатацию сейчас же после укладки футеровочных плит или блоков.
Особое внимание следует уделить температурным швам при сплошном
поде и конструктивным швам между плитами и камнями.

Песок и бой изделий, постепенно проникая в швы, расстраивают
футеровку и приводят ее к разрушению. Поэтому нужно предусматри
вать возможность очистки швов от засорения после каждого оборота
вагонетки. С этой целью швам придают треугольное сечение с расши-
рением книзу; они образуют сквозные щели вдоль и поперек вагонетки,
легко очищаемые металлическим прутиком. Иногда швы в бетоне за-
сыпают трепельным порошком, защищающим от засорения твердыми
кусками боя или расширяющимся при нагреве песком.

Футеровку из жароупорного бетона не рекомендуется делать слиш-
ком толстой во избежание появления характерных трещин от терми-
ческих напряжений. Поэтому получает распространение многослойная
конструкция футеровки, в которой жароупорный бетон сочетается с
огнеупорной керамикой и той или иной изоляцией.

Две многослойные конструкции футеровки показаны на рис. 280.
Вверху вагонетка футерована по краям огнеупорными камнями 1, уло-
женными на слой изоляционного бетона с керамзитовым заполните-
лем 2. Таким бетоном заполнена вся металлическая рама вагонетки.
Сверху по бетону выложен термоизоляционный кирпич 3, а затем
плиты 4 из жароупорного бетона с шамотным заполнителем. Конструк-
ция, показанная справа, отличается от левой тем, что здесь футеровка
выполнена из трех слоев жароупорного бетона, причем два слоя бетона
изоляционные; края футеровки выложены керамическими камнями.

Рис 281 Различные типы смешанной футеровки

На рис. 281 показана смешанная футеровка, применяемая на трех
заводах санитарного фаянса. Наверху рама вагонетки покрыта огне-
упорными изоляционными плитами, сверху которых уложен жароупор-
ный бетон слоем толщиной 280 жм. Колонки развитого пода (рис. 281,а)
выложены из шамотного огнеупора класса А и перекрыты плитами из
жароупорного бетона. Состав массы жароупорного бетона (в %): гли-
ноземистый цемепт 25, шамот (1—10 жж) 60; вода 15. Развитой под
уложен на связке из латненской глины, мелкого шамота и жидкого
стекла, без соблюдения определенной дозировки. Состав массы для ог
неупорного припаса этажерки (в %): латпенская глина 30, глинозем 15.
тальк 5, шамот крупный (5—3 жж) 17, средний (3—1 .чж) 26,7, мелкий
(до 0.5 жж) 6,3, вода 20 Состав раствора для побелки плит и колонок
развитого пода (в кг): глинозем 90, каолин 60, производственная
глазурь 70—80, вода — до получения массы консистенции молока.

Недостатком этой футеровки является чрезмерно большая толщи
на основного бетонного слоя. После 17—20 циклов обжига вагонетки
требуют капитального ремонта.

/95-ЦЫ00

Рис. 282. Футеровка чехословацкой вагонетки

В футеровке, представленной па рис. 281, б, слой жароупорного бе-
тона уложен сверх засыпки из шамотной крошки, по краям пода уло-
жены шамотные плиты толщиной 90 леи. Жароупорный бетон составлен
на глиноземистом цементе с шамотным заполнителем. Раствор для
побелки плит и колонок этажерки — каолин консистенции сметаны. Эта
футеровка более стойкая, чем предыдущая: вагонетки без капитального
ремонта оборачиваются до 90 раз. Однако недостатком ее является не-
равномерный слой шамотной засыпки, дающий различную осадку'.

Наиболее рациональной следует признать футеровку, показанную
на рис. 281,в. Жароупорный бетон имеет состав (в %): глиноземистый
цемент 20, шамотный заполнитель (1—10 леи) 80. Воды к сухому весу
добавляется 15—16%. Связка — огнеупорная глина, раствор для побел-
ки —каолин консистенции сметаны. Футеровка выдерживает без ре-
монта до 200 циклов обжига.

На рис. 282 показана вагонетка чехословацкой туннельной печи
системы Керампроект со смешанной футеровкой. Между поперечными
Т-образными баночками рамы вагонетки уложен пустотелый красный
кирпич 1, а сверху — трепельный полнотелый кирпич 2. Затем следуют
два слоя жароупорного бетона: из шлакоцемента 3 и портландцемен-
та 4. Из жароупорного бетона на портландцементе отдельно уложены
бортовой пояс и верхний слой. Между двумя слоями жароупорного бе-
тона проложена бумага 5 с тем, чтобы эти два слоя при твердении не
слились в монолит. Верхний слой бетона состоит из четырех частей,
между которыми проложен листовой асбест 6, заполняющий темпера-
турные швы. Отдельным слоям футеровки придана конфигурация, обес-
печивающая ее устойчивость.

Керампроектом рекомендуется следующий состав жароупорного
бетона из портландцемента в весовых количествах, расходуемых на
футеровку одной вагонетки (в кг):

Портландцемент марки 350 ................  .	. • 25!

Огнеупорная глина, просеянная через сито с 96'5 от-
верстиями на 1	........... .............76

Шамот огнеупорный крупностью 0—0,2 мм.......... 251

.	.	“ .	0,2—1.............. 377

.	.	.	1—3.............. 377

3—7............	. 126

Итого.................1458

Рецептура для жароупорного шлакобетона рекомендуете
щая (в кг на одну вагонетку):

Портландцемент марки	500................... 56

Шамот огнеупорный...........................  20

Бой:
диатомитовый............................... 20

кирпичный................................  58

Шлак генераторный просеянный ................. 154

Итого.......... 308	кг

Применение жароупорного бетона для футеровки печных вагоне-
ток в промышленности строительной керамики дело относительно но-
вое, но сулящее большие технические и экономические выгоды.

Следует прежде всего изучить и использовать уже накопившийся
некоторый промышленный опыт по правильному применению того или
иного типа бетона в данных конкретных температурных условиях, что
является важнейшей предпосылкой успешной эксплуатации вагонеток
с бетонной футеровкой.

За последнее десятилетне на целом ряде вновь построенных заво-
дов вагонетки туннельных печей были футерованы жароупорным бето-
ном на глиноземистом цементе с шамотным заполнителем. Поскольку
максимальная температура обжига в печах не превышала 950—1000°,.
футеровка очень быстро разрушалась под действием механических уси-
лий от веса садки и толкания вагонеток. На многих заводах керамиче-
ских изделий, где максимальная температура в туннельных печах была
выше 1000°, бетонная футеровка па глиноземистом цементе также ока-
залась недолговечной, поскольку сам бетон, защищенный от высоких
температур садкой изделий, недостаточно прогревался и, имея малую
прочность, быстро разрушался. Жароупорность футеровки из того же
бетона резко повысилась, когда незагруженные вагонетки предвари-
тельно обжигали в печи при температуре выше 1000°.
0181
в) Передаточные тележки

Вес печных вагонеток с футеровкой и садкой изделий достигает
значительных размеров. Так, например, вагонетка с размерами в пла-
не 3X3 лс с грузом 2500 шт. кирпичей весит около 20 г. Перемещение
таких вагонеток по внутризаводским путям и подача их на загрузочный
печной путь представляют определенные трудности. Для перемещения
малых вагонеток целесообразно применять толкающие или прицепные
тележки, различные конструкции которых применяются за рубежом.
Крупные вагонетки перемещаются по путям либо лебедками, либо
межпутевыми самотасками различных типов. Для подачи к печам и
отвозки от них вагонеток с сырцом и готовой продукцией применяют
самоходные передаточные тележки, в большинстве случаев с электри-
ческой тягой (рис. 283). Тележка снабжена приемником трехфазного
тока. Правый скат — приводной, левый — холостой. Привод состоит из
электромотора, редуктора и электромагнитного тормоза. Тележка
снабжена фиксатором положения как своего, так и находящейся на ней
печной вагонетки.

Особенностью этой тележки является то, что она бестраншейного
типа. Обычно передаточные тележки перемещаются по путям, уложен-
ным в траншеях глубиной 300—400 мм. Наличие таких траншей затруд-
няет эксплуатацию различных видов внутрицехового транспорта, на-
пример толкающих тележек и др. В данном случае рама и скаты
передаточной тележки расположены таким образом, что она переме-
щается по затопленным двутаврам при отсутствии специальной
траншеи.	»

Передаточная тележка другого типа показана на рнс. 284. Тележ-
ка приводится в движение прицепным бесконечным канатом /, в одном
конце которого расположен мотор — редукторный привод 2, в другом
конце — натяжное устройство 3. Перемена направления движения те-
лежки осуществляется дистанционным переключением электромотора.
Установка снабжена концевыми выключателями, ограничивающими
путь движения тележки. Тележка снабжена также ручным приводом 4,
осуществляемым цепной передачей на один из скатов.

При обжиге изделий таких правильных и стандартных форм, как
кирпич и керамические камни, печные вагонетки разгружают на скла-
де механизированным путем. Для этой цели предусмотрена специаль-
ная садка изделий, состоящая из двух или четырех независимых паке-
тов, снимаемых краном, снабженным грейферным или иным захватом.
Наиболее целесообразно применять мостовой кран или кран-балку с
захватом.
При садке сырца в первом ряду оставляют ножки, в которые после
обжига заводят пальцы захвата, имеющие внутренние зажимы. Под
действием веса поднимаемого груза эти зажимы захватывают ножки
и кран перемещает их вместе со всем штабелем. После установки шта-
беля па платформу машины пальцы захвата свободно выводятся из
кожек.

Кран с вилочным захватом обслуживается одним крановщиком и
одним или двумя рабочими, направляющими в ножки штабеля пальцы
захвата и следящими за транспортировкой, складированием и погруз-
кой изделий. При применении автомашин со специально обрудованны-
ми. кузовами штабель кирпича снимают механизированно на строитель
ной площадке таким же вилочным захватом.

з. Толкатели

а)	Т ОЛКАТЕЛИ ДЛЯ ТУННЕЛЬНЫХ СУШИЛ

Для загрузки вагонеток в туннельные сушила и туннельные печи
применяются специальные механические устройства, называемые тол-
кателями. Толкатели для сушил и печей конструктивно различны, так

Рис. 285. Педальное устройство для туннельных сушил

как в первом случае вес перемещаемого поезда вагонеток несравненно
меньше, чем во втором. В некоторых случаях в туннельных сушилах
вообще не пользуются толкателем и перемещают поезд вагонеток по
наклонной плоскости, используя их вес.

Для этого достаточно уложить рельсовые пути в туннелях с неко-
торым уклоном в направлении движения поезда вагонеток от загрузоч-
ного конца к выгрузочному. Для надежного бесперебойного передви-
жения вагонетки должны быть обязательно снабжены роликовыми или
шариковыми подшипниками. Для удержания поезда на месте в промо
жутках между периодическими передвижениями применяют спепнать-
ное устройство, конструкция которого показана на рис. 285. При край-
нем правом положении рукоятки 1 ролик педали 2 удерживает за ось
ската первую вагонетку у выгрузочного конца и, следовательно, весь
поезд внутри туннеля. Вторая педаль 3 расположена так, что ее ролик
находится ниже оси скатов вагонеток. При переводе рукоятки I в край-
нее левое положение педаль 2 опускается, ролик освобождает ось ска-
та первой вагонетки и она может свободно выкатиться из туннеля.
За первой вагонеткой начинает перемещаться весь поезд, однако при
этом педаль 3 оказывается в верхнем положении, и ее ролик удержи-
вает за ось ската второй вагонетки весь надвигающийся поезд. Когда
первая вагонетка оказывается вне туннеля, рукоятка / снова переводит-
ся в правое положение, благодаря чему поднимается педаль <У, и поезд
получает возможность перемещаться самокатом до тех пор, пока перед-
няя вагонетка нс дойдет до ролика педали 2. В это время с загрузочно-
го конца вручную закатывают очередную вагонетку. При следующей
очередной выгрузке и загрузке процесс повторяется в том же порядке.

Таким педальным устройством снабжается каждый сушильный
туннель. Педали обычно располагают на оси туннеля между путями,

а рычаг / отводится в сторону вне туннеля. При тщательной прокладке
путей, отсутствии зацепления вагонеток за стенки туннеля и надлежа-
щем уходе за вагонетками педальное устройство обеспечивает беспе-
ребойную работу туннелей и освобождает от необходимости иметь в
сушильной установке толкачи.

Вследствие того, что пути в туннелях приходится располагать
с уклоном, уровень пола у загрузочного конца сушильного цеха ока-
зывается выше уровня пола у выгрузочного конца. При подаче пустых
вагонеток из печного цеха в формовочный необходимо преодолеть не-
который подъем. Для этого в боковом коридоре сушильного цеха, обыч-
но параллельном туннелям, устанавливают небольшую механическую
самотаску, изображенную на рис. 286.

Рис. 287. Канатный толкатель для сушил

Широко распространен способ продвигания вагонеток при помощи
стального троса. Под вагонетками по всей длине тунпеля пропускают
трос, который цепляется крюком за ось ската или раму вновь загру-
жаемой вагонетки. Противоположнный конец троса, выходящий со сто-
роны выгрузочного конца туннеля, присоединяется к тяговому устрой-
ству того или иного типа. В этом случае приходится применять доволь-
но длиппые тросы. Расположенные внутри туннелей они совершенно
недоступны для ухода.
438
Значительно проще присоединять тросы к вагонеткам так, чтобы
тяговое устройство и короткий трос располагались на загрузочной сто-
роне туннелей: трос, продвигая вагонетку в туннель по направляющим
роликам, выводится наружу с того же конца.

Наиболее простым тяговым устройством является лебедка стацио-
нарная или передвижная. Стационарная лебедка устанавливается про-
тив среднего или одного из крайних туннелей, и индивидуальные тросы
цепляют за канат лебедки, огибающей блоки, расположенные против
каждого туннеля. Передвижную лебедку монтируют на тележке, кото-
рая может перемещаться параллельно фронту туннелей.

Тяговое устройство другого вида показано на рис. 287. Располо-
женный перед туннелями вал 1 приводится во вращение от электромо-
тора 2 через промежуточный редуктор 3. На валу свободно насажены
канатные барабаны 4 по числу туннелей, обслуживаемых одним общим
валом. Каждый барабан можно привести в действие перемещением
рычага 5 путем включения муфты, соединяющей барабан с валом.

На рис. 288 показан индивидуальный цепной толкатель. Бесконеч-
ная цепь приводится в движение мотором с редуктором. Все устрой
ство расположено в головном участке туннеля. При движении цепи упор
проталкивает вагонетку. Толкатель такого типа не требует реверсии
(обратного хода).

На рис. 289 дан механический винтовой толкатель. В головной ча-
сти каждого туннеля под вагонетками монтируют винт толкателя. Его
гайка служит упором, который продвигает очередную вагонетку, про-
талкивающую вперед весь поезд. Винт приводится в действие реверс-
ным мотор-редуктором.

На рис. 290 показан в двух проекциях толкатель-тележка. Швел-
лерная рама тележки покрыта рифленым железом и установлена на
двух скатах. Перемещаясь параллельно загрузочному фронту тунне-
лей, тележка служит для передачи вагонеток с главного пути, идущего
из формовочного отделения, па пути отдельных туннелей. Тележка пе-
редвигается мотором с редуктором, насаженным непосредственно на
ось ската. Кроме того, тележку можно перемещать вручную штурваль-
ным колесом /, соединенным с редуктором.

При помощи электропривода тележку подводят к пути, с которого
необходимо принять вагонетку с изделиями, затем ее ручным приводом
устанавливают так, что стыки ее рельсов точно подходят к стыкам ука-
занного пути. Самотормозяший червяк редуктора служит для торможе-
ния тележки. Для сталкивания вагонетки с изделиями с тележки и
продвижения всего поезда вагонеток внутри туннеля на тележке име-
ется таран 2, состоящий из двух швеллеров с направляющими ролика
ми. Передвижной таран несет упор 3, который поворачивается вокруг
своей продольной оси на 90° при помощи вала с рукояткой 4. Таран
приводят в движение от индивидуального мотора с редуктором через
бесконечную пластинчатую цепь 5, скрепленную с балками тарана.
Крайние положения тарана фиксируют автоматическими выключате-
лями приводного мотора.

При накатке вагонетки на толкатель-тележку упор 3 находится
в горизонтальном положении. Затем он приводится в вертикальное по-
ложение и, оказавшись между осью ската вагонетки и рамным швел
лером, запирает вагонетку. Установив толкатель-тележку точно перед
рельсами туннеля, пускают в ход таран. Под нажимом упора на раму
вагонетка продвигается в туннель вместе с тараном. Ролики тарана
входят в неподвижные направляющие швеллеры, расположенные в
головной части каждого туннеля, и. дойдя до крайнего положения (вы-
катив полностью вагонетку), автоматически выключают мотор, после
чего таран можно возвратить на толкач-тележку. Усилие, воспринимае-
мое толкачом при перемещении поезда вагонеток в туннели, передается
при помощи буферов 6 опорному фундаменту. Особым винтом опоры
буферов 6, приводимые во вращение от штурвального колеса /, выдви-
1аются из стаканов и попадают в гнезда подушек, расположенных на
швеллерах опорных фундаментов. Таким образом, буферы-опоры 6

Рис. 290. Тележка-толкатель для сушил

не только передают усилия фундаменту, но и центрируют толкатель
относительно путей.

Тщательно продуманная электроблокировка координирует дейст
вия отдельных частей описанного толкателя-тележки. Так, нельзя
сдвинуть с места тележку, если таран не находится в нормальном по-
ложении и если буферы нс разжаты; невозможно привести в движение
таран, если упоры буферов не находятся в гнездах подушек и т. д.

При наличии большого количества сушильных туннелей, когда уста
новка индивидуальных толкателей нецелесообразна, толкатель-тележка
является рациональным устройством. В нормальных условиях работы
для проталкивания поезда вагонеток для перемещения тарана доста-
ючно иметь мотор в 4—5 л. с. Мощность мотора для перемещения са-
мого толкателя-тележки — 2 л. с.
б)	Толкатели для туннельных печей

В туннельных печах применяют толкатели цепные, винтовые, рееч-
ные и гидравлические. Наибольшее распространение получили гидрав-
лические и винтовые толкатели.

На рис. 291 показан гидравлический толкатель одностороннего
действия. С торца цилиндра 1 от насосной установки 2 поступает масло,
под давлением которого перемещается поршень Ц со штоком 4. Шток
поршня шарнирно соединен с тележкой 5, перемещающейся по направ-

Рис. 291. Гидравлический толкатель для печей

ляющим. Шарнирный упор тележки 6 при поступательном движении
проталкивает вперед поезд вагонеток, упираясь в буфер очередной
вагонетки, закатываемой в печь. После того, как поезд продвигается
на длину одной вагонетки, выключается насос, в цилиндре 1 открыва-
ется клапан, и масло из-под поршня вытекает в бачок. Тогда под дейст-
:	вием груза, расположенного в стороне, тележка толкателя возвращает-

ся в исходное положение. Упор 6 вращается на оси и при обратном
ходе толкателя, отклоняясь, свободно проходит под вагонеткой, подан-
ной к печи для очередной загрузки.

Существуют аналогичные гидравлические толкатели двухсторон-
него действия, совершающие обратный ход не под влиянием груза, а
под давлением масла, выпускаемого поочередно по обе стороны от
поршня. Толкатель монтируют между рельсами печного пути таким
образом, что цилиндр располагается частично вне печи, а протягиваю
тая тележка — внутри ее.

В зависимости от печи насосная установка предусматривается на
толкающее усилие в 40 и 25 т.

Схемы работы насосных установок показаны на рис. 292; установ-
ка на 40 т имеет ротационный насос производительностью 570 л!час при
давлении 200 атм.

Насосная установка снабжена манометром, по показанию которо-
го можно контролировать работу печи. В случае обвала садки или дру-
гих причин, тормозящих перемещение, поезда вагонеток, манометр по-
казывает рост толкающего усилия. Показания манометра могут быть
переданы па расстояние и записаны иа диаграмму.

Ниже приводится техническая характеристика гидравлического
толкателя, серийно изготовляемого в СССР.
Ширина колеи толкающей тележки в и.к . . .	230

Усилие толкания в кг ... .................... 40000

Скорость перемещения тележки в м мин . . . .	0,4

Ход толкателя в мм .	..................... 2500

Габариты установки в мм.

длина ................................... 10230

ширина..................................... 450

высота...................................   315

Вес в кг...................................... 1143

Усилие, действующее на тележку, передаваемое

от поршня толкателя, в т.........	.... 25 или 40

Давление жидкости на поршень в хг.сж* ....	200

Площадь поперечного сечения цилиндра в смг.	200

На рис, 293 показан механический винтовой толкатель Института
огнеупоров. Толкатель состоит из двух винтов /, левые концы которых
входят в упорные подшипники 2, а правые присоединены к редуктору.?.

Рис. 292. Схема насосных установок к гидравлическим толкателям

а — 41) тонная установка: / — бак; 2 —фильтр; 3 - подающая труба; 4 — насос; ' электромотор;
— промежуточная лхквя; 7 —обратны» клапан; 8 — вентиль: 9 — питающая линия; 10 цилиндр;

// — ручной насос; 12 — рукоятка: 13 — питающая линия ручного насоса; И предохранительный
клапан; 15 — сливная труба; !С — манометр; /7 —труба ротационного насоса; 6 Л-тоииля уста-
новка: / — масляный бак; 2 - фильтр; 3— труба; 4 — насос. 5 — труба распределители; 6 —распре
делитель; 7 — нагнетательиия труба; 8 —рукоятка распределителя; 9 обратная труба 10— слиа
ная труба; 11 — передаточная труба

На винты насажены массивные приводные гайки 4, представляющие
собой одно целое с приводной траверсой 5. К этой траверсе прикреплен
толкающий шток 6 с упором 7. Шток 6 в головной части поддержива-
ется двумя направляющими роликами 8. При пуске электромотора 9
редуктор приводит во вращение винты 1. Гайки 4 получают перемеще-
ние по винтам и приводят в действие толкающий шток с упором. Упор
передает усилие раме вагонетки 10 и продвигает поезд внутри печи.
Толкатель снабжен концевыми выключателями 11 н возвращается в
исходное положение переключением мотора на обратный ход.

Мощность электродвигателя 23 кет при 730 оборотах в 1 мин. Тол-
кающее усилие 40 т, скорость движения штока 2 м/мин, ход 3250 мм

Толкатель устанавливают позади пути для передаточной тележки
и сталкивают с последней печную вагонетку, предназначенную для оче-
редной загрузки.

Другая конструкция винтового толкателя показана на рис. 294.
Этот толкатель располагается в форкамере печи, ниже рамы вагонет-
ки. От электродвигателя / и редуктора 2 приводится во вращение глав-
о

443

Рис. 293. Механический винтовой толкатель для печей
ный аал 3 и от него цепном передачей два контрпривода. Контрприво-
ды снабжены коническими шестернями 5, находящимися в зацеплении
с такими же шестернями 6, насаженными на два толкающих винта 7
с гайками 8. К гайкам толкающих винтов прикреплены откидные упо
ры 9. При вращении винтов гайки 8 перемещаются в направляющих и
упоры 9 проталкивают поезд, упираясь в раму загружаемой в печь ва-
гонетки. Вагонетка подается в' форкамеру лебедкой; при этом упоры
толкателя отводятся в сторону, чтобы пропустить вагонетку, а затем
возвращаются в рабочее положение для проталкивания. Для возвра-

Рис. 294. Двойной винтовой
а — план: б — попе

Рис. 295. Цепной тол
щения толкателя в исходное положение мотор автоматически переклю-
чается па обратное вращение. Толкающее усилие до 40 т, скорость про-
талкивания 2 м/мин, ход проталкивания 3250 мм.

На рис. 295 показан общий вид цепного толкателя. Пластинчато-
роликовая бесконечная цепь 1 перемещается по оборотной звездочке 2,
при вращении мотор-редуктор 3 приводит в движение каретку 4. Карет-
ка ходит по направляющим 5; в концевой части она имеет шарнирный
упор 6, которым проталкивает вагонетки. Для обратного хода преду-
смотрена реверсия мотор-редуктора.

Толкатель имеет следующую характеристику:

Максимальное усилие проталкивания в т............. 12

Скорость передвижения каретки в м сек............0,05

Максимальный ход каретки в м . . ................2,75

Установленная мощность мотора в кеш................ 7

Общее передаточное число привода.................525

Вес толкателя в т................................3,81

толкатель для печей
рсчиый разрез

катсль для печей

- еоо -
4. Двери и шлюзовые устройства

Двери являются важной деталью сушил и туннельных печен, так
как плотность дверей в значительной мере влияет на их работу.

Для сушильных камер и туннелей чаще всего применяют простые
двухстворчатые двери (рис. 296). Во избежание коробления деревян-
ных дверей необходимо снабжать их легким металлическим каркасом
из угловой стали. Для умень-

Рис. 296. Двухстворчатые двери для сушил Рис. 297. Съемная дверь для сушил
а —общий вид; б — узел прижимного бруса:
в — узел крепления дверного проема к стене
камеры

внутренние поверхности, кроме того, должны быть обиты сталью. Хотя
сталь и подвергается коррозии, в особенности при сушке газами, все же
выгоднее раз в два — три года сменять сталь, чем всю дверь, неизбеж-
но приходящую в негодность под воздействием переменного режима
влажности и температуры. Для долговечности стальную обшивку сле-
дует покрывать устойчивой краской. Дверное полотно по периферии
уплотняют при помощи подушек из войлока, обернутого брезентом или
резиной.

Большое значение имеет применение надежных дверных запоров.
Чаше всего применяют шпингалеты и поперечные перекладины с вин-
товым зажимом или клином.

Иногда двери сушильных камер выполняют целиком из металла:
каркас двери делают из уголков, полотно — из тонкой листовой стали.
В туннельных сушилах часто применяют подъемные двери, уравно-
вешенные противовесом. По высоте такая дверь состоит из двух шар-
нирно-соединенных частей; при подъеме двери нижняя половина ее
заходит за верхнюю, благодаря чему отпадает необходимость увеличи-
вать в этом месте высоту здания. В направляющих пазах находится
только верхняя половина двери. При опускании противовеса прежде
всего поднимается прикрепленная к нему нижняя половина двери и
лишь после этого начинает подниматься и верхняя половина двери

На рис. 297 показана съемная дверь, представляющая собой сплош-
ной щит, подвешенный двумя или тремя заклинивающимися петлями
наверху Плотность достигается действием тяжести самой двери или

Рис 298. Откатные двери для сушил Рис- 299. Металлические шторы для сушил

дополнительными зажимами (барашками). Вдоль фронта камер над
дверями проложен направляющий рельс, по которому перемещается
рычажное устройство для съема дверей, состоящее из рамы, восприни-
мающей вес двери, и системы рычагов, приподнимающих раму. Подка-
тив устройство к камере, которую необходимо открыть, устанавливают
раму таким образом, чтобы она расположилась центрально относитель-
но двери. Нажимая на рычаг, приподнимают раму, захватывающую
своими выступами дверь и снимающую ее с петель. Затем устройство
вместе с дверью откатывают в сторону. Нажатием рычага устройство
освобождают от двери, которую можно'прислонить к одной из ближай-
ших камер. Для уменьшения веса такие двери иногда изготовляют алю-
миниевыми. На рис. 298 показаны откатные металлические двери про-
стой и легкой конструкции.

Очень удобны металлические шторы из волнистого железа
(рис. 299). Механизм для подъема штор приводится в действие в дан-
ном случае от общей трансмиссии. На этом же рисунке видны металли-
ческие шторы, установленные внутри сушила между отдельными
зонами. Часто шторные двери сушил выполняют из брезента; такими
шторами прикрывают также выгрузочные концы туннельных печей.

Чаще всего туннельные печи с обоих концов снабжаются металли-
ческими дверями двустворчатыми или подъемными. Дверь поднимает-
ся от мотор-редукторного привода. Применяют также металлические
шторы, аналогичные шторам сушил, изготовленные либо из волнистой
стали, либо из отдельных металлических планок.
Однако при наличии одинарных дверей или штор при проталкива-
нии поезда вагонеток печь длительное время остается открытой, что
резко нарушает установленный аэродинамический, а следовательно, и

Рис. 300. Шлюз туннельной псчк с
механизированными подъемными
дверями

тепловой режим ее работы. Поэтому
туннельные печи часто снабжают вход-
ным шлюзом, а з некоторых случаях и
выходным. При наличии выходного
шлюза приходится пользоваться, кро-
ме толкателя па одном конце печи,
сше и цепным или другого типа выгруз-
чиком вагонетки — па другом конце.

Наиболее простая конструкция печ-
ного шлюза показана на рис. 300.
Шлюз образуется из двух подъемных
дверей (заслонок), движение которых
сблокировано между собой. Перед за-
грузкой очередной вагонетки подни-
мается первая дверь со стороны за-
грузки и толкатель подает в шлюз
очередную вагонетку. Затем наружная
дверь опускается, поднимаются внут-
ренние заслонки с обоих концов печи
(доходящие до футеровки вагонеток)
и толкатель проталкивает весь поезд.
При этом очередная вагонетка с сыр-
цом входит из шлюза в рабочую часть
обжигательного канала, а одна ваго-

нетка с готовой продукцией из зоны охлаждения поступает в шлюз вы-
ходного конца печи; отсюда вагонетка выталкивается при помощи упо-

минавшегося выше выгрузочного механизма после того, как закрыта
дверь и опущены заслонки загрузочного н выгрузочного шлюзов.
Входные шлюзы описанного типа применимы только при таких
толкателях, у которых проталкивающее устройство расположено меж-
ду путями (под вагонеткой) в пределах головной части печного канала.
Кроме того, шлюз такой конструкции не создает удовлетворительного-
уплотнения, так как в период подачи вагонетки из шлюза в обжига-
тельный канал рабочее пространство печи сообщается с подвагонеточ-
ным пространством через зазор, неизбежно образующийся между
внешней дверью или шторой и задним торцом загружаемой вагонетки.

Рис. 301 Шлюз туннельной печи с уплотняющей вагонеткой

Лучшее уплотнение создаст шлюзовое устройство, показанное па
рис. 301, применяемое при толкателях, расположенных вне печи, когда
между печью и толкателем проложен рельсовый путь передаточной те-
лежки. Это устройство отличается от ранее описанного тем, что для
продвижения рабочих вагонеток позади их устанавливается специаль-
ная (толкательная) вагонетка, в которую упирается толкатель. В неко-
торых случаях толкательная вагонетка несет на себе колпак, прикры-
вающий входной конец печи. Шлюзы с толкательной вагонеткой неудоб-
ны в эксплуатации, так как каждый раз перед вводом в печь очередной
вагонетки с сырцом толкательную вагонетку нужно увозить в сторону
и снова подавать ее на загрузочный путь.

Нанлучшее уплотнение создает шлюз с гибкой шторой, впервые
примененный немецкой фирмой Керабедарф, схематически показанный
на рис. 302. Слева изображено положение штор и вагонеток после за-
грузки в печь новой вагонетки, справа — положение после продвижения
вперед поезда вагонеток в печи.

Главная штора 1 в виде упругой ленты (из волнистой стали или
металлических пластинок) закрепляется на раме первой вагонетки спе-
циальным захватывающим приспособлением 2. При продвижении поез-
да вагонеток внутри печи штора следует за первой вагонеткой, переме-
щается по двери направляющим диском <3 внутри печи и четырьмя
дисками-/ — вне печи. Путь движения этой шторы замыкается цепя-
ми 5, которые перемещаются по звездочкам 6 и направляющим ди-
скам 7, расположенным вне печи. Привод 8— ручной, ввиду неоправ-
Рис. 302. Схема работы шлюза туннельной печи со шторок

Рис. 303. Шлюз с гибкой металлической шторой конструкции ГИКИ

Рис. 304. Накатная форкамера
данной сложности автоблокировки и механизации. После продвижения
поезда вагонеток главная штора приходит в положение, показанное на
рисунке. Тогда сверху на вагонетку опускается вспомогательная што-
ра 9, перекрывающая сечение печного канала, а главная штора отцеп-
ляется от вагонетки, возвращается в свое крайне верхнее положение и
входная полость печи открывается для очередной закатки.

Шторный шлюз в конструктивной разработке ГИКИ показан на
рис. 303.

Описанного типа шлюзовое уплотнение на загрузочном копне тун-
нельной печи применимо в тех случаях, когда толкатель расположен
на этом же участке. В тех случаях, когда толкатель находится по дру-
гую сторону' передаточной тележки, пользуются подвижной форкаме-
рой, показанной на рис. 304. Форкамера состоит из каретки 1 и соб
ственно подвижной форкамеры 2 (колпака). После того, как для оче-
редного проталкивания на передаточной тележке 3 к печи подана ва-
гонетка с изделиями, па эту вагонетку с каретки, находящейся позади
пути передаточной тележки, накатывают колпак форкамеры. Накатная
форкамера прикрывает доступ воздуха в открытую печь. Толкатель
в это время проталкивает поезд печных вагонеток, перемещаясь сво-
бодно под кареткой форкамеры. Показанная на рисунке конструкция
накатной форкамеры разработана Институтом огнеупоров (Ленинград).
Скорость передвижения подвижной форкамеры равна 0,2 м/сек. Уста
новка обслуживается электромотором мощностью 2,6 кет. Вес каретки
форкамеры 1,3 т, самой форкамеры — 5,2 т.
Глава одиннадцатая.

Источники ТЕПЛА

Сушильные установки во всех отраслях керамической промышлен-
ности, за исключением производства изделий стеновой керамики, ра-
ботают на чистом воздухе, отбираемом из зоны остывания обжигатель-
ных печей, либо нагреваемом в специальных калориферных устройствах.
При работе сушил на дымовых газах используется отходящее тепло
от печей (нагретый воздух и отходящие газы), а также тепло, полу-
чаемое от сжигания топлива в специальных топочных устройствах. Спе-
циальными топками снабжают также сушильные барабаны и вращаю-
щиеся печи для дегидратации и обжига глины и некоторые конструк-
ции туннельных печей, работающих на твердом топливе.

В большинстве же случаев туннельные печи работают на газовом
или жидком топливе, которое также требует определенных устройств
для правильного сжигания.

В настоящей главе рассматриваются различного типа устройства
для подогрева воздуха и сжигания топлива.

Несмотря на то, что многие современные керамические заводы
имеют газогенераторные станции, устройство и эксплуатация их нами
не затрагивается, так как этим специфическим тепловым установкам по-
священа обширная специальная техническая литература.

Здесь освещаются лишь некоторые вопросы газификации топлив в
установках малой мощности, расположенных непосредственно у печен,
как дополнительные источники тепла, а также вопросы обжига изделий
твердым топливом, вводимым в массу сырца.

1.	Использование тепла от печей

Установки для искусственной сушки изделий керамической про-
мышленности являются значительным потребителем тепла в общем теп-
ловом балансе производства: в некоторых случаях расход тепла на
сушку почти равен расходу его на обжиг. Количество удаляемой влаги,
при сушке для всех видов изделий строительной керамики в целом ко-
леблется в широких пределах — от 5 до 20%. При среднем удельном
расходе тепла 1400 ккал) кг общий расход па 1 т изделий при указан-
ных пределах удаляемой влаги составляет от 70 до 280 тыс. ккал.

Однако общий тепловой баланс керамического производства скла-
дывается весьма благоприятно в отношении искусственной сушки, если
рационально использовать возможности, представляемые этим балан-
сом. Обжигательная печь представляет собой источник значительного
количества тепла, которое можно использовать для сушки. Оно состав-
ляется из тепла, освобождаемого в период охлаждения обожженных
изделий, и тепла отходящих печных газов. С точки зрения сушильщика,
наиболее ценным теплом является тепло, отдаваемое остывающими из-
делиями, так как носителем его является чистый воздух. Горячий воз-
дух из остывающих печных камер, как правило, используют непосред-
ственно как агент сушки при предварительном его охлаждении до опре-
деленной температуры разбавлением наружным воздухом. Что касается
дымовых газов, то их используют непосредственно для сушки лишь на
предприятиях стеновой керамики. В туннельных печах некоторых конст-
рукций тепло дымовых газов частично используют для подогрева возду-
ха, идущего на горение.

При оценке в тепловом балансе сушильного цеха удельного веса
отбросного тепла от печей необходимо сопоставлять часовой выпуск
обожженных изделий с часовым количеством испаряемой при сушке
влаги. Если па сушку изделий расходуется тепло от печей, в которых
обжигаются только эти изделия, можно вести расчет на 1 т обожженных
изделий.

Особенно большим количеством ценного отбросного тепла распола-
гают печи для обжига фарфоровых и фаянсовых изделий. Расход тепла
на сушку этих изделий сравнительно незначителен, так как количество
удаляемой влаги невелико. С другой стороны, зоны остывания туннель-
ных печей дают большие количества отбросного тепла, поскольку изде-
лия обжигают двукратно (не считая в некоторых случаях декоратив-
ный обжиг) в громоздких капселях или без них на вагонетках с разви-
тым подом, с этажерочными устройствами. При обжиге, например, из-
делий санитарного фаянса, как указывалось в главе десятой, футеров-
ка вагонеток и огнеупорный припас, имеющие многократную оборачи-
ваемость, по своему весу в некоторых случаях в 15—17 раз превышают
вес обжигаемых изделий.

В производстве изделий строительного фаянса излишнее тепло из
зон остывания печей с избытком покрывает потребность сушки самих
изделий, капселей и гипсовых форм.

В табл. 47 приведен тепловой баланс печи утельного обжига изде-
лий санитарного фаянса’ на одном из заводов, обследованных НИИ-
Стройкерамикой. Производительность печи равна 236 кг обожженной
продукции в час.

Несмотря на высокий расход топлива на обжиг (0,81 кг на 1 кг
обожженной продукции), а следовательно, и большой расход тепла с
воздухом, поступающим на горение из зоны остывания, только при
утельном обжиге из печи отбирается 620 тыс. ккал тепла иа 1 т изде-
лий. Несколько большее количество тепла в данном случае отбирается
еще с воздухом из подвагонеточного пространства (660 тыс. ккал/т).
Между тем на сушку 1 т изделий в сушилах (после провялки) тратится
всего лишь 300 тыс. ккал.

Тепла остывающих изделий достаточно для сушки и при производ-
стве фаянсовых облицовочных плиток даже тогда, когда сушку их про-
изводят в конвейерных сушилах, расходующих повышенное количество
тепла из-за большого количества неплотностей. При тепловом испыта-
нии таких сушил па одном из плиточных заводов расход тепла на 1 кг
испаренной влаги оказался ненормально высоким, а именно — 2600 ккал.
Тем не менее туннельные печи полностью покрывают потребность в теп-
ле на сушку как изделий, так и капселей.
Тепловой баланс туннельной пени при уте льном обнсиге фаянсовых
унитазов и умывальных столов

м ц/п	Наименование статей	Расин и пряхож тепла		
		п ккал'на с	нв 1 т ниелкй в ккал	• %
1	Приход тепла Тепло горения топлива 		1 200 000	5 100 000	89
2	Физическое тепло топлива		7 600	32 200	0.5
3	Тепло, вносимое:  изделиями и вагонетками .......	11 800	50000	1.1
4	воздухом, подаваемым к форсункам . .	20 100	85 000	1.4
5	, засасываемым в печь. . . .	24 000	101 500	1.7
6	»	вдуваемым в печь		8 600	35400	0,6
7	.	подаваемым в под вагонеточ- ное пространство 		95 600	278 000	4,8
	Итого 		1 337 700	5 683 100	99,1
1	Расход тепла  Расход тепла: на испарение влаги сырца и нагрев водяных паров		3 500	14800	0,3
2	па химические реакции при обжиге .	28 500	121 300	2,1
3	Потери тепла:  с выгружаемыми из печи изделиями я вагонетками 			164450	698 000	12.3
4	с отходящими (азами		499 500	2 115 000	37
5	в окружающую среду		251 200	1070 000	18,7
6	Тепло, отбираемое: из печи 		14600	620000	10.5
7	из подвагонеточного пространства . .	154 000	660100	11.4
	Всего 		1 247 150	5299 200	93,2
	Невязка баланса		90 550	384 000	6,8
	Итого 		! 337 700	5 683 200	100

Иначе складывается тепловой баланс при производстве изделий
стеновой керамики (кирпич, керамические камни и др.). В этой отрасли
промышленности СССР подавляющее большинство сушил работает на
дымовых газах, получаемых от сжигания топлива в подтопках. К дымо-
вым газам подтопка, охлажденным до 100—140°, во многих случаях до-
бавляют горячий воздух из зоны остывания печей и печные дымовые
газы.

Работа сушил на дымовых газах имеет ряд существенных недос-
татков. При работе сушил с положительным давлением в сушильном
цехе создаются антисанитарные условия. Поэтому, как правило, все су-
шила, построенные для работы с положительным давлением (с целью
достижения более равномерной сушки при отсутствии подсосов) пере-
водят на разрежение. Однако и в этом случае засорение каналов уносом
из подтопка н коррозия металлических деталей усложняют эксплуата-
цию сушил. Некоторые попытки по очистке дымовых газов от золы и
уноса не дают ощутимых результатов. При сжигании сернистых топлив
серная кислота, образующаяся во влажной среде, разъедает не только
металлическую арматуру и вентиляторы, но и деревянные полки, двери
и другие детали. Кроме того, даже в случае работы сушильной установ-
ки в целом под разрежением, при большом количестве включенных ка-
мер или туннелей, в некоторых из них сохраняют незначительное дав-
ление во избежание больших подсосов холодного воздуха в остальных
камерах или туннелях, работающих под более или менее значительным
разрежением.

Ряд эксплуатационных неудобств, связанных с использованием ды-
мовых газов, во многих случаях делают целесообразным переход на
сушку чистым воздухом с применением калориферов для его подогрева.
Необходимость работы на чистом воздухе становится особенно настоя-
тельной прп эксплуатации туннельных сушил с дорогостоящим парком
металлических вагонеток. Однако из соображений экономии топлива
заводы строительной керамики, в отличие от огнеупорных заводов, про-
должают сушить сырец дымовыми газами в большинстве случаев в не-
допустимых антисанитарных условиях.

При сложившемся положении усилия теплотехников направляются
на создание рационального теплового баланса сушки и обжига двумя
различными путями. В тех случаях, когда предприятие вынуждено ра-
ботать на дымовых газах, делаются успешные попытки возможно пол-
ного использования отбросного тепла от печей для целей сушки. В тех
же случаях, когда возникает возможность перехода на сушку чистым
воздухом, изыскиваются меры к минимальным затратам дополнительно-
го топлива в калориферных установках.

На ряде кирпичных заводов практически осуществлена тепловая
блокировка сушил и печей с различными типами сушильного и печного
хозяйства.

Основой тепловой блокировки является совместный тепловой ба-
ланс процессов сушки и обжига и рациональное технологическое рас-
пределение процесса сушки между сушилами и печами.

Значительные ресурсы горячего чистого воздуха можно получить
при налаженной работе туннельных печей на газовом топливе, когда
процесс горения может протекать при минимальных избытках воздуха
подаваемого к горелкам, главным образом из внешней среды, и в незна-
чительном количестве — из зоны охлаждения непосредственно к оча-
гам горения в обжигательном канале.

Можно утверждать, что при рациональном построении общего теп-
лового баланса сушки и обжига кирпича можно достигнуть значитель-
ного покрытия потребности в тепле для сушки за счет тепла из зоны
остывания печей и что переход на сушку чистым воздухом взамен ды-
мовых газов в этом случае будет вполне целесообразным и экономиче-
ски выгодным ввиду больших эксплуатационных преимуществ этого ме-
тода сушки.

Для правильного выбора агента сушки в каждом конкретном слу-
чае надо всесторонне взвесить его эксплуатационные преимущества и
прямые затраты на топливо. При этом пе следует упускать из виду
невосполнимые потери от ухудшения условий труда при работе в тяже-
лых условиях загазованности сушильных цехов.

2.	Калориферы

а)	Принцип действия и основы расчета

Устройства для подогрева воздуха в керамической промышленно-
сти получили название калориферов. В котельной технике такие уст-
ройства называются воздухоподогревателями.
По принципу действия различают калориферы рекуперативные и
регенеративные. В рекуперативных калориферах тепло от горячего
теплоносителя передается нагреваемому воздуху через разделяющую их
стенку.

В регенеративных калориферах элементы его нагреваются сначала
в среде протекающего теплоносителя, а затем те же элементы омыва-
ются воздухом, которому и сообщают свое тепло.

В керамической промышленности нашли применение главным обра-
зом рекуперативные калориферы. По взаимному направлению движе-
ния теплоносителя и подогреваемого воздуха эти калориферы могут
быть с параллельным или поперечным потоком. В первом случае теп-
лоноситель и подогреваемый воздух движутся в каждом элементе ка-
лорифера взаимно параллельно, прямотоком или противотоком. Во
втором случае направления их движения в элементах калорифера вза-
имно перпендикулярны, причем и в этом случае теплообмен в калори-
фере может происходить противотоком или прямотоком. Практическое
осуществление получили калориферы с поперечным противотоком.

В сушильных установках керамической промышленности в качест-
ве теплоносителя применяют водяной пар или дымовые газы; горячая
вода или электрическая энергия для подогрева воздуха применяется в
виде редкого исключения.

Расчет калорифера сводится к определению необходимой поверх-
ности нагрева и сопротивления, прохождению заданного количества по-
догреваемого воздуха (в паровом калорифере) или прохождению воз-
духа и обогревающих газов (в газовом калорифере). Поверхность на-
грева рекуперативного калорифера определяется по обычному уравне-
нию теплопередачи через стенку.

Наиболее ответственным моментом в расчете калорифера регенера-
тивного типа является определение разности средних температур тепло-
носителя и воздуха.

Теплоноситель охлаждается в калорифере в пределах от темпера-
туры 1^, с которой он поступает в калорифер, до температуры /*, с кото-
рой он покидает калорифер в то время, как воздух нагревается от тем-
пературы до /

Следовательно, разность температур теплоносителя и воздуха (на-
пример, при прямотоке в начале процесса подогрева) равна

(220)
а в конце процесса

(220а)

Если при данных значениях начальных и конечных температур теп-
лоносителя и воздуха величина <2, то за среднюю разность темпе-
ратур может быть принята разность среднеарифметических значений, а
именно:

Если же ~ >2, то нужно пользоваться уравнением:

(/т - /.У₽ =	- •	(222)

1п-"	2,30318 - -
На рис. 305 приведен график для определения 1п при различных

(и

/н
значениях —.

Поясним примером определение средней разпости температур. Калорифер питают
паром с температурой /т = 110’, покидающим его п виде конденсата с температурой

< =105’

Воздух нагревают от <в=0° до ^=40’.
Следовательно, начальная и конечная раз-
ности температур равны:

Гн	110 — 0=11(1°;

=(’ — Г’ = 105 — 40 = 65°.

110 „

Так как ~<2, то по зраанениям 221
оо

б/_^=М о±±о=87 5,

Если ту же разность определить
уравнению (222), то получим
((г_	112=65

ПО 0,524

1п ~
6э

ПО

Рис. 305. График для определения вели

Таким образом, разница между резуль	/и

татами подсчета по обоим способам непе-	чины 1п —

лика.	*к

Если же принять, как и раныпо. для пара, ?т = 110°, /т = 105<, а для воздуха

*	•	сД/

,„=20°, 1„=80, то /и = 110— 20=90°; <.= 105—80 = 25° и, следовательно, — = 3,6>2.

Искомая разность по уравнению (222)

А₽ _ АР =

110-1-105

20-80

57,5’,

а по уравнению (220а)
90-25	65	_

25

Таким образом, в этом случае разница между результатами подсчета значитель-
но больше.

В отношении средней температуры пара в калорифере необходимо
помнить следующее. Если речь идет о существующей установке, то легко
измерить температуру пара, поступающего в калорифер, или, зная дав-
ление, определить ее по справочнику, а также измерить действительную
температуру конденсата, выходящего из калорифера. При выборе же
поверхности нагрева для проектируемой установки принято считать,
что конденсат в калорифере не переохлаждается, т. е. покидает его при
температуре, соответствующей данному давлению пара. Иными слова-
ми. предполагается, что в калорифере используется исключительно скры-
тая теплота пара. В этом случае средняя температура теплоносителя
равна его начальной температуре и ее можно выбрать по табл. 48 для
насыщенного пара.
Зависимость между давлением и температурой насыщенного пара

Давление пара п ат и	Температу- ра пара в град.	Давление пара п атм	Темпера- туре лара в град.	Давление пара в атм	Температу- ра пара п грал.	Давление пара в атм	Температу- ра лера в град
0,5	110	2	132	4,5	154	6	164
1	119	2.5	137	5	158	6.5	167
1.5	126	3	142	5,5	161	7	170
		3,5	147			7,5	172
		4	151			8	174,,5

Что касается коэффициента теплопередачи Кк, входящего в урав-
нение для определения поверхности нагрева, то для его установления
нельзя дать каких-либо универсальных формул, так как он зависит от
ряда не только тепловых, но и конструктивных факторов. Поэтому для
калорифера каждого типа и разных теплоносителей Кк определяется
экспериментальным путем и соответствующие данные приведены ниже
при описании калориферов различных конструкций.

Теоретическое определение аэродинамических сопротивлений кало-
риферов также не может дать ценных результатов, ввиду наличия
весьма сложных явлений при протекании воздуха или газов по разно-
родным элементам калориферов. Поэтому только экспериментальные и
практические данные для калориферов различных конструкций могут
служить основанием при их проектировании.

б)	Пластинчатые паровые калориферы

Наиболее широкое применение получили пластинчатые калориферы,
обогреваемые паром и в редких случаях водою. Отдельная секция та-
кого калорифера показана на рис. 306. Она представляет собой ком-

пактный набор элементов,
состоящих из одной или двух
труб, на которые нанизаны
пластины из оцинкованной
стали толщиной 0,5 или
1 .м.н. Трубы всех элементов
с обоих концов ввальцованы
в решетки. Каждая решетка
является одной из стенок
стальных коробов, прикреп-
ляемых к решеткам болта-
ми. Короба снабжены шту-
церами с фланцами для
подвода пара (или воды) и
отвода конденсата. Таким

образом, теплоноситель протекает внутри труб калорифера от короба к
коробу, а воздух снаружи омывает эти трубы вместе с нанизанными на
них пластинками, которые нагреваются от трубок путем теплопровод-
ности. Секции снабжены каркасом и для образования калорифера легко
соединяются одна с другой параллельно или последовательно.

В СССР изготовляют пластинчатые калориферы из стандартных
элементов, детали которых показаны на рис. 307. На том же рисунке
приведены варианты расположения секций.
В табл. 49 дана характеристика стандартного калорифера средней
модели, а в табл. 50 — большой модели. Размеры калорифера в этих
таблицах даются в соответствии с рис. 308.

Эффективность действия пластинчатых калориферов, характери-
зуемая величиной коэффициента теплопередачи, зависит главным обра-
зом от полноты контакта между трубками и пластинами. При непол-

ном контакте коэффициент
теплопередачи резко изме-
няется с изменением давле-

Рис. 307. Детали отдельной секпии (а) и вариан- Рис. 308 Маркировка основных
ты расположения секций (б) пластинчатого кало- размеров калорифера
рифера

Таблица 49

Характеристика стандартного пластинчатого калорифера
средней модели

Показатели	КФС 2—00	КФС 3-00	КФС 4-00	КФС 5-00	КФС е>оо	КФС 7—00	КФС 8—00	КФС 9-00	КФС 10-00	КФС 11-00
Размеры я мм: А		Б(Ю	5ЙЗ	710	710	850	зво	1010	1010	1160	11«)
А. 		(ИХ)	610	750	750	500	9П0	1050	1050	1200	12С0
Г.		ЗЯ)	480	4«0	МО	600	720	720	МП	840	930
Б,		390	510	510	640	Ь40	700	7оО	830		1010
Диаметр в дюймах	'7	*7	'7	2	2	2Г	2 2*	2Г	’Г	3
Количество труб. .	>8	24	24	30	30	36	36	42	42	48
Площадь теплеют* дающей поверхности в м*		9.9	13.2	1«,7	20.9	25,3	30.4	36.7	41.6	47.6	54.6
Живое сечение, в мг для прохода:  воздуха ....	0,115	0.154	0,195	0.244	0,299	0.354	0,416	0.45»	0.555	0,638
теплоносителя .	с.оиб	0ДЮ61	0.005	0.0075	0,0075	0.0066	0.0092	0.0101	0.0102	0.01
Вес калорифера и ке с толщиной плас- тин в мм:  0.5		445	59.1	70.5	57.4	101,5	123,1	132.7	1«1,3	19О.1	205.6
1		64	53.1	101.0	125,5	147,/	176.5	204.9	236	266.7	375.6
Характеристика стандартного пластинчатого калорифера
большой модели

Показатели	КФБ 2-00	КФБ з-оо	КФБ 4—СО	КФБ з—<ю	КФБ 6-01	КФБ 7-00	КФБ В-00	КФБ 9-00	КФБ 10-00	КФБ 11-00
Размеры в мм:  А		560	5«0	710	710	860	В60	1010	1010	1160	1160
А,		«Ю	61»	7ВД	760	&ОЗ	МО	•обо	1060	1200	1200
Б		360	4 К)	480	600	600	720	720	840	840	960
Б		390	510	аю	640	640	760	760	880	880	1010
Диаыетр в дюймах .	'2	2	2	2	2	2 2	2 2	3	3	3
Количество труб. .	24	32	32	40	40	48	48	Вб	56	м
Площадь го л л рот- дающей поверхности и	.	...	12,7	16.0	21.4	26,8	32.4	38,9	45,7	оЗ.З	61.2	69.9
Живое сечение в лс' для прохода:  воздуха . . . .	0.05	0.154  0.0082	0,195	0,241	0,296	0.351	0,416	0,428	0.678	0.638
теплоносителя .	0.О061		0.0652	0,0102	0,0102	0,0122	0.0122	0.0143	0,0143	0,163
Вес калорифера в кг с толтнноА плас- тин в мм:  0.5 . . . . . . ,	57,2	74	«8.5	103.4	127.3	154	175.2	202	226	268.9
1		50.2	104.7	127.4	152,1	186,3	225	258,4	299,1	338,1	386.4

ния пара: чем выше давление, тем лучше контакт между трубками и
пластинами и тем больше коэффициент теплопередачи.

Коэффициент теплопередачи для стандартных калориферов может
быть принят как для средней, так и для большой модели равным:

если теплоноситель пар /(=10 (от)0,42;

если теплоноситель вода К' =ак; а— 0,025 ,
и*

где V — скорость воздуха в живом сечении калорифера в м/сек;

7—объемный вес воздуха при средней его температуре в кг/м3;

V у — весовая скорость воздуха в живом сечении калорифера
в кг/м2 • сек;

а — поправочный коэффициент, если теплоноситель — вода;

и) — скорость воды в живом сечении калорифера в м/сек.

Аэродинамическое сопротивление этих калориферов определяется
формулами:

для средней модели /7=0,23 (07)*’7

для большой модели Н=0,28(07)’’'

Для облегчения пользования приведенными равенствами для коэф-
фициентов теплопередачи и аэродинамического сопротивления пластин-
чатых калориферов приводятся графики на рис. 309.

Кроме пластинчатых калориферов, изготовляют также лепестковые
калориферы, получившие такое название по элементам поверхности на-
грева, напоминающим лепестки; общий вид такого калорифера и раз-
резанный «лепесток» показаны на рис. 310. В табл. 51 приведена ха-
рактеристика лепестковых калориферов.

Достоинство такого калорифера — хороший контакт каналов и ре-
бер (свариваются из цельных листов металла) и поэтому высокий ко-
Характеристика лепестковых калориферов

Марка	Осповиие размеры в мм				Поверх- ность НМ- рсад в м*	и ээц	Марка	Основные размеры в мм				Поверх* ность наг- рева в м*	Вес в к®
	А	Б	А,					А	В \	А,	5,		
2 К 5-20	580	570	510	500	7.6	90	2К 9-36	990	970	910	900	24,5	277
2 К 6-21	680	670	610	600	11	128	2К 10-40	1 090	1 070	1010	1 (XX)	30,5	355
2 К 7 28	780	770	710	700	15	169	2К 11-44	1 190	1 170	1 по	1 100	37	401
2 К 8 32	880	810	810	8СО	19.5	213	2К 12-48	1 290	1270	1 210	1 200	44	470

эффициент теплопередачи — на 15—20% выше, чем у пластинчатых ка-
лориферов; недостатки — малоразвитая поверхность нагрева и боль-
шой вес.

Листовой металл до изготовления
из него секций покрывается анти-
коррозийным слоем (оцинковка
и др.). Калорифер можно устанав-
ливать на рабочее давление до
4 кг/см2.

На рис. 311 показан общий вид
парового или водяного калорифера
еще одного типа, собранного из реб-
ристых труб. В большинстве случа-
ев трубы применяют чугунные с чу-
гунными ребрами круглой или
прямоугольной формы. В некоторых
случаях к стальным трубам прива-
ривают стальные спирали (рис.312),
образующие ребра, наличие кото-
рых резко увеличивает поверхность
нагрева, в компактной установке —
до нескольких сот квадратных
метров.

Рис 309. Графики для определения
коэффициента теплопередачи и аэро-
динамического сопротивления пла-
стинчатого калорифера

Теплоноситель пропускают внут-

ри труб, а воздух омывает их снаружи, протекая между ребрами. Трубы
соединяют одна с другой в большинстве случаев фланцами и лишь из-
редка сваривают. Тру-

Рис. 310. Лепестковый калорифер

бы легко включать как
параллельно, так и по-
следовательно. Недо-
статком ребристых
труб, как элементов ка-
лорифера. является ма-
лая доступность ребер
для очистки от загряз-
нений.

На основании дан-
ных испытаний. ВТИ
имени Ф. Э. Дзержин-
ского предлагает сле-
дующую формулу для
определения коэффици-

епта теплопередачи
для труб с круглыми ребрами, расположенных в шахматном порядке при
движении воздуха перпендикулярно осям труб:

К — 8,8 о®-48 ккал, ж2 час град,

•* :	*	I

где у0 — скорость воздуха между ребрами при 0° и 760 мм рт. ст. С
учетом влагосодержания.

Сопротивление каждой секции калорифера, состоящей из четырех
и более рядов ребристых труб, омываемых воздухом параллельно, при

Рис. 312.'Калорифер со спиральной навивкой
расположении секций друг под другом
ляется по формуле инж. Власова:

//-0,016 ц'».

в шахматном порядке, опреде-

Для облегчения подсчета К и Н
можно пользоваться графиком на
рис. 313. В табл. 52 приведены ос-
новные характеристики стандартных
чугунных труб с круглыми ребрами,
изготовляемых в СССР.

Спирально-ребристые калорифе-
ры имеют поверхность нагрева из
навивных труб, расположенных в
три ряда в шахматном порядке.
Ребра образуются спирально нави-
той стальной лентой сечением 25X
XI мм с шагом витка 7,5 мм.

В табл. 53 приводится характе-
ристика одного нз типов спирально-
ребристых калориферов (рис. 312).

Значения К и Н для этих калори-
феров можно брать по формулам
для калориферов нз ребристых труб.

Рис. 313. График для определении
коэффициента теплопередачи и аэро-
динамического сопротивления кэло
рнфвра из ребристых труб

Таблица 52

Характерис тика стандартных ребристых труб

Внутсчнннй диаметр в мм	Длпаметр в мм		Длина трубы в м	Число ]>сбер	Поверхность взгреты в	Вес трубы  В К9
	флвмиа	ребер				
70	150	175	1	44	2	34
70	150	175	1.5	68	3	51
70	150	175	2	93	4	68

Таблица 53

Характеристика спирально-ребристых калориферов

Марк»	Размеры в мм		ПомрлН->С'Ь ' нагрева в ж2	Марка	Размеры в мм		Поверхность наг ре на в м*
	Л	А			Л	л.	
Т-1	780	700	23,3	Т-10	1 080	1 000	33,3
Т-9	980	900	30	Т-12	1280	1200	• 40

в) Отопительные приборы в сушильных камерах

В сушильных камерах некоторых типов для подогрева воздуха
устанавливают индивидуальные отопительные приборы. Как правило,
они обогреваются паром.

В одни сушила воздух поступает подогретым из централизованного
калорифера, а отопительные приборы служат для промежуточного по-
догрева, в других воздух подогревается целиком в пределах сушильной
камеры и отопительные приборы являются начальным источником теп-
ла. Наконец, в сушилах открытого типа приборы служат для отопления
сушильного цеха.

Во всех этих случаях скорости омывания поверхностей нагрева ок-
ружающим воздухом обычно невелики. Поэтому приведенными выше
выражениями и таблицами для коэффициента теплопередачи калори-

Рис. 314. График для определения
коэффициента теплопередачи отопи-
тельных приборов из ребристых труб

феров пользоваться нельзя: целесо-
образнее применять соотношения,
принятые в отопительно-вентиляци-
онной технике.

Отопительные приборы в суши-
лах обычно состоят из ребристых
чугунных или гладких стальных
труб. Стандартные размеры труб с
круглыми ребрами были приведены
выше в табл. 52. Для приборов этого
типа, имеющих 2 ,и2 поверхности на-
грева на 1 пог. м, коэффициент теп-
лопередачи определяют по формуле

К = 3,9 +0,033 (/п —

— /в)4’ ккал-м* час град,
где (/„ — 1„ )ср— средняя разность
температур пара и
воздуха.

Количество тепла, выделяемое на
I пог. м ребристой трубы, составля-
ет	^в)ср ккал/час.

Для облегчения подсчета К и д

можно пользоваться графиком на
рис. 314. Для гладких стальных

труб пригодны следующие величи-
ны К:

Обыкновенные горизонтальные трубы с наружным диаметром

до 33 мм ...	. . 13

от 33 до 100 жж ... . 12

более 100 жж ...	. 11,5

Обыкновенные вертикальные трубы с наружным диаметром
К

до 33 мм...............14

от 33 до 100 мм • ... 13

более 100 жж...........12,5

Для труб, расположенных несколькими параллельными рядами на
высоту до 1 Л1. соединенных между собой параллельно или последова-
тельно змеевиком (витки змеевика не касаются один другого, расстоя-
ние между ними не меньше диаметра), при внешнем диаметре

К

до 33 мм .... • . . 12,5

более 33 мл......11

То же, но при высоте более 1 л с внешним диаметром
К
до 33 мм . ..........................11

более 33 жж......• 9,5
г) Трубчатые газовые калориферы

Газовые или огневые калориферы в отличие от паровых обогрева-
ются топочными газами, поступающими от самостоятельной топки или
от обжигательных печей или силовой установки (отбросное тепло).

Рис 315. Вертикальный газовый калорифер из гладких труб

В керамической промышленности применяют трубчатые рекупера-
тивные калориферы. На рнс. 315 показана установка вертикального ка-
лорифера из дымогарных труб. Дымовые газы проходят внутри труб
снизу вверх, а воздух двумя ходами омывает их снаружи. Такая схема
движения газов и воздуха дает возможность легко очищать трубы от
золы и сажи продувкой или при помощи механических устройств. Ды-
могарные трубы ввальцовывают концами в металлические решетки.
Поверхности нагрева калориферов обычно довольно быстро загряз-
няются. Влияние загрязнений на коэффициент теплопередачи часто не-
дооценивают, несмотря на то, что в подавляющем большинстве случаев
загрязнения являются причиной значительного снижения теплопроизво-
дительностн установки. Па рис. 316 приведена диаграмма, иллюстриру-

Рис. 316. Диаграмма снижения коэффици-
ента теплопередачи газового калорифера,
при загрязнении сажей

ющая снижение коэффициента
теплопередачи с увеличением
толщины слоя сажи, покрыва-
ющей поверхность пагрева. С
повышением абсолютного зна-
чения Л' вредное действие са-
жи возрастает даже при незна-
чительной толщине ее слоя, от-
чего теплопередача резко
уменьшается. Поэтому задаче
очистки труб от золы и сажи
надо уделять самое серьезное
внимание уже в период проек-
тирования установки, а затем
и в процессе эксплуатации.
Если трубы легко доступны для
сквозной очистки, то очищать
их можно механически при по-
мощи скребков или шарошек.
В противном случае трубы на-
до периодически обдувать пе-
регретым паром или лучше
сжатым воздухом. Весьма це-
лесообразно для получения

сжатого воздуха применять компактные компрессоры нестационарного

типа.

Недостатком трубчатых калориферов в эксплуатационных условиях
является прогорание труб и нарушение плотности соединений. Трубы
прогорают вследствие длительного перегрева их выше определенной
температуры. При этом под постоянным воздействием чистого воздуха
металл, нагретый до высокой температуры, интенсивно окисляется.
Для ослабления коррозии необходимо поддерживать температуру горя-
чих газов в таких пределах, чтобы температура труб не превышала
350—400°. Метод определения этой температуры изложен ниже. Однако
даже при допустимых по расчету температурах газов часто наблюда-
ются местные перегревы металла в результате образования (вследствие
конструктивных недостатков) участков, обогреваемых газами, но не-
достаточно омываемых воздухом.

Резкие повороты, механические препятствия в виде неудачно за-
проектированных выступов и другие, па первый взгляд «мелкие>,
причины, могут являться источником непрерывных эксплуатационных
затруднений, понижающих возможную теплопронзводителыюсть калори-
фера.

Причиной нарушения плотности соединений труб с торцовыми ре-
шетками обычно является отсутствие возможности для достаточного
свободного удлинения труб под действием термических напряжений или
неравномерная деформация труб в различных частях одной и той же
секции. Поэтому целесообразно разбивать калорифер на отдельные сек-
ции, группируя трубы по признаку более или менее одинаковых терми-
ческих условий.
Отдельные же секции надо устанавливать так, чтобы обеспечить
свободное удлинение секций.

Коэффициент теплопередачи через поверхность нагрева калорифе-
ров определяется по известной формуле

К —--------------ккал/м* час град,

— + -7- Ч---

Я! ).	«а

где ^ — коэффициент теплопередачи от газов к поверхности нагрева
в ккал/м2 час град-,

«»— коэффициент теплопередачи от поверхности нагрева к воздуху
в ккал!м2 час град;

Ъ — толщина поверхности нагрева в

X — коэффициент теплопроводности поверхности нагрева в
ккал 1м час град.

Для металлической поверхности нагрева средним слагаемым —
в знаменателе формулы можно пренебречь ввиду весьма малого зна-
чения д (несколько миллиметров) и большого значения * (около 50).

В случае трубчатых калориферов можно пользоваться табл. 54 и 55
для определения коэффициентов теплоперехода; первая применяется
при расположении труб в шахматном порядке, вторая — при продоль-
ном расположении (т. с. в ряд как в вертикальном, так и в горизон-
тальном направлениях). Расстояние между осями не должно превышать
двойного диаметра труб. В случае протекания воздуха или газов внутри
труб следует пользоваться табл. 56.

В первой графе табл. 54, 55 и 56 приведены скорости газов при дан-
ных температурах, подсчитанные в узком сечепии между трубами. Во
второй графе даны значения коэффициента теплоперехода а0. соответ-
ствующие этой скорости. Для всех случаев значение а установлено
при температуре I, средней между температурами металлической стенки
н газов или воздуха и диаметре труб с/-0,1 м. При внешнем омывании
(табл. 54 и 55) принято число рядов труб п-5; при внутреннем омыва-
нии (табл. 56) длина трубы А=1 .ч.

Таблица 54

Расчетные данные для шахматного расположения труб

Скорость н мсек	в кка 1 ле\ас арад	Температуре В Грзд.		й в м	«4	Количество радо» л	
1	12,9	0	1	0,01	2,04	2	0,76
1.5	17.1	100	0,89	0,02	1,65	3	0,86
2	20,8	200	0,81	0,03	1,45	4	0,94
2.5	24,3	300	0,75	0,04	1,33	5	1
3	27,5	400	0,7	0.05	1.21	6	1,05
4	33,6	500	0.66	0,06	1,17	7	1,09
5	39.1	600	0,63	0,07	1.12	8	1.12
6	44.4	700	0,61	0,08	1,07	9	1.15
8	54.1	800	0,59	0,09	1,03	10	1.16
10	63,1	—	—	0.1	1	—	
12	71.6	—	—	0.12	0,95		—
15	83,5	—		0,14	0.9	—		
20	101,9	—	—-	0,16	0,86	—	—
25	118,8	—	—	0,18	0.83	- 		—
30	134,7	—		0,2	0.81	—	—
—	—	—		0,25	0,75	1	—
Расчетные данные для продольного расположения труб

Спорость о ж,'гея;	в ккал! не*час град	Температура в град.		а в ж		Количество рйдо» п	Ва
1	9,3	0	1	0,01	2,22	2	0,93
1,5	12,2	100	0,9	0,02	1,75	3	0,96
2	14,7	200	0,84	0,03	1,52	4	0,99
2.5	17,0	300	0,78	0.04	1.37	5	1
3	19,1	400	0,74	0.05	1.27	6	1.01
4	23,1	500	0,71	0.06	1,19	7	1,02
5	26,7	600	0,68	0,07	1,13	8	1,02
6	30,1	700	0,66	0,08	1,08	9	1,03
8	36.3	800	0,64	0.09	1,04	10	1.03
10	42,1			—	0.1	1	—.	—
12	47.4	—	—	0,12	0.94	—.	—
15	54.8			—	0,14	0,89	—-я.	
20	66,2				0.16	0,85		
25	76,6	о*»"	—	0,18	0.82		
30	86,3				0,2	0,79		
—	—		—	0,250	0,73		

Таблица 56

Расчетные данные при потоке, направленном вдоль оси труб

Скорость п зи/сек	н ккал'м* час град	Температура э град.	В1	д в м		Ь в ж	Оь
1	5,7	0	1	0,01	1,44	0,1	1.12
1,5	7,9	100	0.83	0,02	1,29	0,2	1,08
2	9,9	200	0,72	0,03	1.21	0,3	1,06
2,5	11,8	300	0,64	0,04	1.15	0.5	1,04
3	13,6	400	0,58	0,05	1.12	0,7	1,02
4	17,1	500	0.53	0,06	1,08	1	1
5	20,4	600	0.49	0,07	1,05	2	0,97
6	23,5	700	0.443	0,08	1.03	3	0.95
8	29.5	800	0.44	0,09	1.01	4	0,93
10	35.2				0,1	1	5	0,92
12	40,7			—	0,12	0,97	6	0,91
15	48,5	—		0,14	0,94	7	0,91
20	60.9	—	—	0,16	0,92	8	0,9
25	72,6			—.	0,18	0,9	9	0,89
30	83,7	—	——	0,2	0,89	10	0,89
—				0,25	0,86		

Для условий, отличных от указанных, в последующих графах таб-
лиц даются поправочные коэффициенты, на которые необходимо умно-
жить значения я. Пусть, например, требуется определить коэффициент
теплоперехода при шахматном расположении труб при условии о —
= 5 м/сек, I = 300°, 4 = 0,07, п = 6. Пользуясь табл. 54, находим:

я0 - 39,1, В( = 0,75, ВЛ = 1,12, Вп = 1,05.

Искомый коэффициент теплоперехода я — ав В, В,. Вп = 39,1 • 0.75Х
Х1.12 • 1,05 = 34,4 ккал/м'2 час град.

Температура металлической стенки труб определяется из равенства

Д1 *га.з 4" аа
где /га, и ?во,— температуры газов к воздуха в град;

21 и аг — соответствующие им коэффициенты теплоперехода.

Таким образом, при пользовании таблицами надо предварительно
задаться температурой, средней между температурами степок и воздуха
или газов I и определить а] и аг, введя все указанные выше поправки.
По полученным результатам определяется значение /Пепкн и проверяет-
ся ориентировочно принятое значение I. Найденное расчетом значение
коэффициента теплопередачи необходимо уменьшать на 25—40%, учи-
тывая загрязнение поверхностей нагрева труб.

Д) Игольчатые калориферы

В настоящее время игольчатые калориферы являются наиболее ^ра-
циональными установками для нагрева воздуха дымовыми газами. Эти
калориферы, по сравнению с другими, имеют минимальный вес, прихо-
дящийся на единицу передаваемого тепла, небольшой объем, занимае-
мый установкой, и возможность получения практически любых поверх-
ностей нагрева благодаря тому, что калориферы собирают из неболь-
шого количества типизированных труб, изготовленных заводским
путем. В отношении жаростойкости и газоплотности игольчатые кало-
риферы дают вполне удовлетворительные результаты при условии их
качественной сборки и правильной эксплуатации.

Наиболее успешно работают игольчатые калориферы при темпера-
туре газов в пределах 700—1200°. При температуре газов 800—900°
воздух может быть нагрет до 300—400э. Высокая тепловая эффектив-
ность этих калориферов обусловливается наличием игольчатого
оребрения, которое не только увеличивает поверхность теплопередачи,
но и турбулизирует поток газов, увеличивая коэффициент теплопере-
дачи.

Основным элементом игольчатого калорифера является литая чу-
гунная игольчатая труба овального сечения с наружным и внутренним
(или только внутренним) игольчатым оребрением. Трубы с обоих
торцов снабжены фланцами (рис. 317) коробчатого сечения и собира-
ются в секции болтовым креплением. Отдельные секции могут быть
соединены между собой, образуя многоходовой калорифер.

Нагреваемый воздух проходит внутри труб, дымовые газы омывают
их снаружи.

Общее число труб в одном ходу калорифера может доходить до
100 шт. При большем количестве труб газоплотность установки пони-
жается.

В СССР выпускаются трубы нескольких размеров по длине и раз-
личной степенью игольчатого оребрения.

В настоящее время нормализованы четыре длины игольчатых труб:
380, 1135, 1385 и 1640 мм. Этим длинам соответствуют условные по-
верхности нагрева (т. е. эквивалентные поверхности гладких труб без
учета поверхности игл) —0,25, 0,33, 0,425 и 0,5 .и2.

В табл. 57 приводятся характеристики и размеры нормализованных
игольчатых труб.	•

По степени игольчатого оребрения трубы различаются расстоянием
между иглами (шагом игл) на дымовой стороне.

Трубы типа «17,5» и «28» имеют шаг, равный в первом случае
17,5 л.ч, во втором — 28 мм. Следовательно, степень оребрения у трубы
типа «17,5» больше, чем у трубы типа «28». Шаг игл на воздушной
Рис 317. Игольчатые трубы

« груба типа «17,5» и «38»; б— труба бел наружных игл; в— расположение игл внутри труби
ных вгл: <?— нормальный фланец; е — уменьшенный фланец

(всех типов); 1 — расположение наруж-

Характеристика и /кчигры игольчатых тли)
~	''.17 I I;. >. 1ЬЧ.-1ТМе Грубы

о —труба типа «175» и «26»: б—труба бгт млвужии« иг. .	* *

..75 иЛ 1РУ игл: ? —Расположение игл внутри трубы
л, д  нормальный фланец; е— уменьшенный фланец

(всех типов); а — расположение наруж-

Характеристика и размеры игольчатых труб

Таблица 57

Длина труб в мм  А	Черт.	Форм. —• 1	Вес Труб В К2	Характеристик»												
				Сечение и м* для прохода		Количество игл на стороне		Поверхность в лг1. омываемая		Условная поверхность нагрева (без игл) в м1	Б	в	г	 д	Е	ж
				воздуха	дыма	воздуха	дыми	воздухом	дымом							
1	2	3	4	5	6	7	в	9	10	11	12	в	14	15	16	17
			•			А. Игольчатые		трубы типа .173"								•
880	Тч 274-04	1.5	45	0.008	0.06	636	558	0.83	1,34	0,25	790	72.5	17,5	735	69	742
1135	Тч 274-05	1,5	55	0.008	0.08	852	740	1.12	1,81	0,33	1045	77,5	17.5	980	70,5	994
1385	Тч 274-06	1.5	66	0,008	0.1	1068	922	1.41	2,27	0,425	1295	8(4	17.5	1125	69,5	1246
1640	Тч 274 07	1.5	80	0.008	0.12	1284	1118	1.7	2,64	0,50	1550	76,25	17.5	1487.5	71	1498
					Б. Тр	уба без ।	(аружиых	игл с нормальным		фланцем						
880	Тч 274 13	1	32	0,008	0,085	636	—Ж.	0,83	0,40	0,25	790		—.			69	742
1135	Тч 274 1 1	1	40	0,008	0.11	852		1.12	0,53	0,33	1045	—	——	—	70.5	991
1385	Тч 274-15	1	48	0,008	0,135	1068	—	1.41	0,66	0,425	1296					69.5	1216
1610	Тч 274-16	1	57	0,008	0,16	1284		1,7	0,79	0.5	1550	—	—	—	71	1498
						В. И	гольчатая труба типа .28’									
	Тч 274-08	1.5	41	0,008	0,07	636	298	0,83	0,95	0,25	790	76	28	728	69	742
	Тч 274-09	1.5	52	0,008	0,092	852	396	1,12	1,26	0,33	1045	77.5	28	980	1 70,5	994
	Т ч 274-10	1.5	63	0,008	0,114	1068	496	1.41	1.6	0,425	1295	76,5	28	1232	69,5	1216
	Тч 274-11	..5	75	0,008	0,136	1284	594	1.7	1.9	0.5	1550	78	28	1484	71	1498
					Г. Тру	ба без на	ружных	ИГЛ С уме	(нывенны	м фланцем						
	Тч 274-40	1	31	0.008	0,042	636			0,83	0,4	0,25	790						69	742
	Тч 274-41	1	39	0,008	0,055	852		0,12	0,53	0,33	1045	—			—	70,5	994
	Тч 274 42	1	47	0,008	0,067	1068			1.41	0,66	0.425	1295	—-		—	69,5	1216
	Тч 274-43	1	55	0,008	0,08	1284	—	1.7	0,79	0,5	1550	—	—	—	71	1498

стороне у всех типов труб равен 14 мм. Чем больше степень оребрения,
тем выше коэффициент теплопередачи, в пересчете на условную поверх-
ность.

Однако чрезмерное оребрение приводит к резкому увеличению
аэродинамического сопротивления. Кроме того, при применении загряз-
ненных газов игольчатая поверхность быстро засоряется и коэффициент
теплопередачи снижается.

Поэтому трубы с наибольшей степенью игольчатого оребрения (тип
«17,5») применяются при работе на чистых дымовых газах. При средней
загрязненности дымовых газов следует применять трубы типа «28».

Односторонне-игольчатые трубы отливают как с нормальным флан-
цем, так и с уменьшенным. Трубы этого типа применяют только в ком-
бинации с двухсторонне-игольчатыми и для установки в первых рядах
калорифера в зоне высоких температур. В тех случаях, когда весь
калорифер выполнен из односторонне-игольчатых труб, применяют
трубы с уменьшенным фланцем, так как при равной поверхности на-
грева калорифер из таких труб имеет меньший вес и объем.

Игольчатые калориферы выполняют обязательно противоточными,
так как опыт показал, что при прямотоке в стенках первых со стороны
входа газов труб появляются трещины. Число ходов игольчатого кало-
рифера зависит в основном от конечной температуры нагрева воздуха.
Чаще всего применяют двухходовую установку, обеспечивающую по-
догрев воздуха до 250—450°. При подогреве воздуха до 150—200" обыч-
но применяют одноходовой калорифер.

В качестве материала для отливки труб применяется серый чугун,
хромистый чугун и силал в зависимости от температурных условий
работы.

Установку игольчатых калориферов можно производить с горизон
тальным и вертикальным расположением труб (рис. 318). Горизонталь
но расположенные трубы меньше засоряются.

Для периодической очистки калориферов предусмотрены специаль-
ные лазы и люки. Эффективна очистка игольчатых труб с помощью спе-
циальных металлических щеток.

Характеристики и размеры горизонтальных и вертикальных кало-
риферов из игольчатых труб приводятся в табл. 58 и 59.
Характеристика и размеры горизонтальных калориферов
с игольчатыми трубами

Длина трубы в мм	Количество труб		Суммарное сечение Н Л? ДТЯ про ТО ДА				Условная поверх- ность на- грева в ж1	Размеры в мм (рис. 318)					
	по высоте		воздух*		гашп при трубе			А	Б			д	Е
	1 ХОЛ	11 ход	1 ход	II ход	тапа  •17,5*	тапа .28-							
8&> 11% 1385 1640	2X1	1X4	0.016	0.016	0,12 0,16 0,2  0.24	0.14  0,184  0.228  0.272	1 1,32 1.7 2	880	1030  1285  1535  1790	«то 900 НТО  1400	350	250	465
1135 1И6  1640	2X1	2X6	0.016	0.032	0,12 0.16 0,2 0,24	0,14  0.194  0,228  0.272	1.5  1.08  2.56 3	1110	1030  1285  1535  1790	650  900 изо 1400	ЗРд;	250	4®
в зо и% 13% 1640	2X2	2x8	0.0.12	0,032	0.12 0.16  О.2 0,24	0.14 0.184 0.228 0.272	2 2,64  3.4  4	1340	1080  1285  1535  1790	ято 91» НТО 1400	зло	2ТО	463
680 1135 1385 1640	3X1	1х«	0,024	0.024	0,18 0.24  0.3 0.36	0.21  0.276  0.342  0,403	1.5 1,98 2.55 3	880	1030  1285  1536  1790	®Х> 900 1150 1400	350	2.50	635
880 11% 1285 1840	3X1	2X9	0,024	0.048	0,18 0,24 0,3 0.36	0.21 0,276 0.342 0.406	2.85 2.97  3.825 4.5	1110	1030  1285  1335  1790	6С0 900  11*50 1400	350	250	1*35
8ЭД 1135 1385 1640	3x2	2x12	0.048	0.048	0,18  0,24 0,3 0,36	0,21  0.276  0.342  0.408	3 3.96  6.1 6	1340 •	1030  1285  1635  1790	ЬэО мю ИЗО  1 ЮТ	350	260	635
мо  1136  1:185  1640	2X2	2x8	0,032	0.032	0,12 0.16 0,2 0.24	0.14  0.184  0.228  0,272	2 2.64 3.40 4	1530	ЮТО 1385 1538 1790	6ТО 900 ИЗО 1400	500	323	465
№0 11% 1386 1640	2X2	ЗХ 10	0,032	0,048	0.12 0.16 О.2 0,24	О.Н 0.184 0.228 0.272	2.5  3.3  4,25  5	1760	1СЙ0  1285  1535  1790	6ТО 900  ИТО 1100	500	325	465
880 11% 1385 1640	2x3	3x12	0,018	0,048	0,12  0.16 0.2 0,24	0.14  0.184  0,228 0.272	3 3.96  5.1  6	1990	ЮТО 1285 1Ы5 1790	ато 900 НТО 1400	ТОО	325	44ю
яяо 1135 1385 1640	3X2	2X12	0.048	0,048	0.18 0,21 0,3 0.36	0,21 0.276 0.342 0.408	3 3.96 5.1  6	1570	1030 1283 1Ы5  1790	ЙС' »Х1 НТО 14110	500	326	6%
880 1135 1385 15Ш	3X2	3X15	0,048	0,072	0.18 0.24 0,3 0,36	0,21  0,276  0,342  0,408	3.76  4.95  6.38  7.5	1760	1000  1285  1635  1790	660 900 НТО ноо	500	325	635
чьо 1135 1385 Т1840	3X3	3X18	0.072	0.072	0.18  0,21 0.3 0,36	0,21  0.276  0,342  6.408	4.6  5.94  7.65 9	2030	1030 12% 1л16  1790	650 900 НТО  1400	500	325	035
1 880 11% 11395 1640	4X2	2x16	0,064	0.064	0.24  0.32 0.4 0,18	0.28 0,368 0.456  0,614	4  5.2Я  6.8 8	1570	1030 12% 1*55 1790	650  900  1150  1400	460	250	805
880 Н% 1'186 1640	4x2	3x20	0,064	о.ом	0.24  0.32 0.4  0.43	0.28 0.368 0.456  0.544	5  6,6  8,5  10	1760	1010 1285 15%  1790	630 <Ю0 НТО  1400	450	325	8%
Длина тру им а мм	Количество  'Г'''		Суммарное сеченхе в м* для прохода				Усломжя поверх- ность на- грева в м*	Размеры п мм (рис. 318)					
	по высоте		воздуха		гвэоо при труб*			Л	К	В	г	Д	Е
	1 ход	II хо*	1 хлд	11 ход	типа .17.5е	типа .28-							
вдп 1135 1386 1В40	4X3	3x24	0.096	0.096	0,24 0.32 0.4 0,48	0.28 0.363 0.4ЗД 0.544	6 7.92 10.2 12	1080	1030 1285 1535  1790	650 900 ИЗД 1400	450	325	806
8® II» 138Ь 1040	5x2	2X20	0.08	о.ов	0.3  0.4  0,5  0.6	0.35  0.46  0,57 0.68	Б 6.6 8.5 10	1570	1030 1285 1535 1/90	650  900  1150  1400	500	250	975
МО 1135 1385 15»	5X3	3X30	0.12	0.12	0.3  0.4  0.5  0.6	0.35  0.46  0.67  0.68	7.5  9.9 12,75 15	210И	1030  1285  1535  1790	6=0 900 ИЗД 1400	500	325	975
1385 НЛО	5X4	4X40	0,16	0,16	0.3 0.4 0.5 О.в	0,35 0.46 0.57 0.68	10 13,2 17  20	2330	1030  1285  1335  1790	650 900 ИЗД 1400	500	400	975

По экспериментальным данным коэффициент теплопередачи иголь
чатых труб равен:

труба типа «17,5»	5150 о?-76  К		*  119о®'76-? 44,3ов ’
труба типа «28»  »	ЗО10о®-74рв «\ ♦ 119^-76 + 43,Зрв

По этим формулам на рис. 319 построены графики для выбора
коэффициента теплопередачи. По графикам определяют К для очищен-
ного газа. При применении другого топлива К следует уменьшить на
коэффициент, для мазута н неочищенного газа равный 0,8.

Аэродинамическое сопротивление игольчатых труб можно опреде-
лить по графику на рис. 320 для наружной (газовой) стороны н по гра-
фику на рис. 321 для внутренней (воздушной) стороны.
Характеристика и размеры вертикальных калориферов с игольчатыми трубами

Таблица 59

Длим игольча- тых Труб Н мм	Количество труб				Суммарное сечение в ж1 длв прохола					Условная пояерх- 1 гость нагрева в м1	Размеры в мм					
					воздуха		газов ори трубе									
	1 ПО шн- | ринс	по длине		всего	I ход	II ход	.17,5-	.28-	наружная		А	Б	В	Г	д	Е
		1  ХОЛ	II ход													
1	а	3	4	Б	6	7	8	9	10	11	12	13	14	15	18	17
880  1135  1385  1640	2	1	1	4	0,016	0,016	0,12 0,16  0.2  0,24	0,14 0,184 0,228 0,272	0,17  0,22 0.27  0,32	1 1,32 1,7 2	610	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	По месту	325	380
880  1135  1385  1640	2	2	2	8	0,032	0,032	0,12 0,16 0,2 0,24	0,14 0,184 0,228 0,272	0,17  0,22  0,27  0,32	2 2,64 3,4  4	1070	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	То же	325	380
880 1135 1385 1640	2	3	3	12	0,048	0,048	0,12 0,16 0,2 0,24	0,14  0,184  0,228  0,272	0,17  0,22  0,27  0,32	3 3,96  5,1 6	1530	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500		325	380
880  1135  1385  1640	3	1	1	6	0,024	0,024	0,18 0,24 0.3 0.36	0,21  0,276  0,342  0,408	0,255 0,33  0,405 0,48	1.5 1,98 2,55 3	610	1030  1285  1535  1790	750 104X1 1250 1500	•	325	550
880  1135  1.385  1610	3	2	2	12	0,048	0,048	0,18 0,24 0,3  0,36	0,21  0.276  0,342  0,408	0,255 0,33  0,405  0,48	3 3,96  5,1  6	1070	1030  1285  1535  1790	750 1000 1250 1500		325	550
П/юдолжение табл. 59

Длина игольча’ тых труб н мм	Количество труб				Суммдрпое сечение в .«• для проход»					Условная поверх- ность нагрева	Размеры в мм					
					воздуха		газов при трубе									
	| по ши- рине	по мне		всего	1 ход	II ход	.17,6*	.28-	наружная		А	Б	в	г	Д	Е
		1 ход	II ход													
1	2	3	4	&	6	7	8	9	10	11	12	13	и	15	10	17
880 1135 1385 ю-ю	3	2	3	15	0,048	0,072	0,18 0,24  0,3 0,36	0,21  0,276  0,342  0,408	0,255 0,33 0,405 0,48	3,75  4.95  6.36  7.5	1300	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	По месту	325	550
880  1135  1385  1640	3	3	3	18	0,072	0,072	0,18 0,24 0,3  0,36	0,21  0.276  0,342  0,408	0,255 0,33 0,405  0,48	4.5  5,94  7,65 9	1530	1030 1285  15X5 1790	750  1000  1250  1500	То же	325	550
880  1135  1385  1640	3	4	4	24	0,096	0,096	0,18 0,24 0,3  0,36	0,21  0,276  0,342  0,408	0,255 0,33  0,405 0,48	6 7,92 10,2 12	1990 *	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	•		
880  1135  1385  1640	4	1	1	8	0,032	0,032	0,24 0,32  0,4 0,48	0,28 0,368 0,496 0,514	0.34 0,44  0,54 0,54	2 2,64 3,4  4	610	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	*	325	710
880 1135 1385 _ 1640	4	2	2	16	0,064	0,064  •	0,24 0,32 0.4  0,48	0,28 0,368 0,456 0,544	0,34  0,44  0,54  0,64	4  5.28  6.8  8	1070	1030  1285  1535  1790	750 1000 1250 1500	•	325	720
880  1135  1385  1640	4	2	3	20	0,064	0,096	0.24 0,32 0,4 0,48	0,28  0,358 0.456  0.544	0,34  0,44  0,54  0,64	5  6,6  8,5 10	1300	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500		325	720
880  1135  1385  1640	4	3	3	24	0,096	0,096	0,24 0,32 0,4 0,48	0.28  0.368  0,456  0,544	0,34  0,44  0,54  0,64	6 7.92 10,2 12	1530	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	•	400	720
478

Продолжение табл. 59

Длина НГОЛЬЧД- тых труб в мм	Количество труб				Суммарное сечение в м! для проход»					Условная поверх- ность нагрева в ж’	Размеры о мм					
					воздуха		газов при трубе									
	1 по ши- | ри не	по длине		всего	1 ход	II ход	.17.5*	.28*	наружная		А	Б	в	Г	д	Е
		1 ХОЛ	II ход													
	2	3	4	5	Б	7	в	9	10	11	12	13	М	15	!в	17
880  1135  1385  _ 1640	4	4	4	32	0,128	0,128	0,24 0,32 0,4  0,48	0,28  0,368  0.456  0,544	0,34  0,44  0,54  0,64	8 10,56 13,6 16	1990	1030  1285  1535  1790	750 1000 1250 1500	По месту	400	720
880  1135  1385  1640	5	2	2	20	0,08	0,08	0,3  0.4  0.5  0.6	0,35  0,46  0,57  0,68	0,425 0,55 0,675  0,8	5 6,6  8.5 10	1070	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	То же	4IX)	890
880  1135  1385  1640	5	3	3	30	0,12	0,12	0.3  0.4  0.5  0.6	0,35  0,46  0.57  0,68	0,425 0,55 0,675  0,8	7.5  9,9 12,75 15	1530	1030  1285  1535  1790	750 1000 1250 1500	•	400	890
880 1135 1.385 1640	5	4	4	40	0,16	0,16	0,3 0,4 0,5  0.6	0,35  0,46  0,57  0.68	0,425 0,55 0,675  0,8	10 13,2 17  20	1990	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500		400	890
880  1135  1385  1640	б	2	2	24	0,096	0,096	0,36 0,48  0,6  0,72	0,42  0,552  0,684  0,816	0.5! 0,66 0,81 0,96	6 7.92 10,2 12	1070	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500		400	1 060
880  1135  1385  1640	6	3	3	36	0,144	0,114	0,36 0,48 0,6  0,72	0,42 0,552 0,684 0,816	0.51  0,66 0,81  0,96	9 11.88 15.3 18	1530	1030  1285  1535  1790	750 1000 1250 1500		400	1 060
880  1135  1385  1640	6	4	4	48	0.192	0,192	0.36 0,48  0.6  0.72	0,42 0,592 0,684 0,816	0,51  0,66  0,81  0,96	12  15,84 ;  20,4  24	|	1990	1030  1285  1535  1790	750  1000  1250  1500	•	400	1 060
1Г.ЯП—I	1270	• I | >™»1

1790	1500 I

Рис. 320. График для определения аэродинамического сопротивле-
ния труб с внешним игольчатым оребрением

/ — з.’« груб типи .17.5--	2'— для труб типа -И*;	3 — дм труб без кар ж1гык

игл

Рис, 321. График для определения аэродинамическое
сопротивления труб с внутренним игольчатым оребрением

1 -1385 .«.и; 1-1М0 4»; 3 - 1135 мм; 1	880 л и.
е) Пластинчатые газовые калориферы

К сожалению, до сих пор в сушильных установках не получили
должного применения пластинчатые калориферы заводского производ-
ства, имеющие широкое распространение в котельной технике (воздухо-
подогреватели).

8

я
М
и

с

Е—

Рис. 322. Газовый пластинчатый ка-
лорифер

Рис. 323. Секция газового пластинчатого
калорифера

Пластинчатые калориферы (рис. 322), весьма компактные по
устройству, имеют при небольших габаритных размерах значительную
поверхность нагрева. Па рис. 323 показана секция пластинчатого кало-
рифера. Этот калорифер (так называемого «карманного» типа) состо-
ит из металлических плоских элементов, расположенных на одинаковых
расстояниях один от другого. Промежутки между листами элементов
для прохода газов имеют ширину 18 мм и для прохода воздуха от 18
до 27 -ч.я. Секции (кубы) калорифера отличаются одна от другой чис-
лом стандартных листов.

В табл. 60 приведена техническая характеристика секций этого ка
лорифера. В первой графе указана ширина промежутков для газов и
воздуха. Так, обозначение «Для элементов № 18—24» означает, что речь
идет об элементах с шириной промежутков Для газов 18 жж и для воз-
духа 24 жж.

Для определения коэффициента теплопередачи пластинчатых кало-
риферов можно пользоваться графиком рис. 324. Как и для трубчатых
калориферов, коэффициент теплопередачи, определенный по графику,
необходимо снизить на 25—40% с учетом загрязнепия металлической
поверхности.

Техническая характеристика секций пластинчатого газояого калорифера
ы	Т а б л и ц а 60

Техническая характеристика секций пластинчатого газового калорифера

Нохратан

Наименование показателей	Номер куба													
	1		3	<	5 ;		7	8		10	•«	13	13	
Для всех элементов Поверхность одного куба па1		144	158	180	194	2)0	230	252	265	288	308	324	333	360	
Число листов в кубе		40	44	50	54	60	64	70	74	80	84	90	94	100	
Число крайних листов		2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	2	
Вес одного куба в г 		3.5	3,8	4.2	4,3	4,9	5,2	5,6	5.9	6,3	6.6	7	7,3	7,7	
Для элементов № 18 Размеры п .мм по рис. 322 		1050	1030	1150	1230	1350	1430	1550	1630	1750	1830	1950	2030	2150	
Живое сечение для прохода воздуха вл1 ...	)830 0.047	9)0  0,52	1030  0,59	ПО  0,64	1290  0,71	1310  0,76	1450  0,83	1510  0.83	1630  0,95	1710  1	18.30  1,07	1910  1.12	1039  1,18	
Для элементов № 18—21 Размеры в мм по рис 322 		1 1013	1099	1228	1314	1143	1528	1658	1774	1873	1959	2088	2174	2303	
Живое сечение .для прохода воздуха им2 ...	1 893 0,55	ид  0,61	1108  0,69	1194  0,75	1323  0,83	1409  0.89	1538  0,97	1624  1.02	1753  1,11	1839  1,17	1948  1,25	2054  1,31	2183  1,39	
Для элементов № 18—24  Размеры в леи по рис. 322	.•	. .	1 1076	1163	1306	1398	1536	1(28	1763	1858	1996	2088	2220	2318	2456	
Живое сечение для прохода воздуха в и8 ...	1 956 0,063	1048 0,7	1186  0,79	1278  0,86	1416  0,95	1508  1,02	1646  1.Н	1738  1,18	1876  1,26	1908  1,33	2106  1.42	2198  1,49	2336  1,58	
Для элементов № 18—27 Размеры в лл по рис 322		1 1139	1237	1384	1492	1629	1727	1874	1972	2119	2217	2364	2462	2609	
Живое сечение для прохода воздуха в .к1 ...	( 1019 0.7	1117  0,78	1264  0,89	1362 0.97	1509  1,07	1607  1.15	1754  1.24	1852  1,92	1999  1,43	2097  1.51	2244  1.6	2342  1,68	2489  1,78	
Рис. 324. График для определения коэффициента теплопередачи пластинчатых огневых
калориферов

3. Топки

Для сушил, работающих на дымовых газах, сушильных барабанов
и вращающихся печей источником тепла являются топки Топочными
устройствами снабжаются и некоторые туннельные печи, работающие
на твердом топливе. К сожалению, в промышленности строительной ке-
рамики в большинстве случаев пользуются примитивными типами то-
пок, не приспособленными к сжиганию данного вида топлива. Между тем
топочная техника в энергетическом хозяйстве достигла значительных
успехов в разработке различных конструкций, обеспечивающих рацио-
нальное сжигание разнородных топлив при механизированном обслужи-
вании.

На рис. 325 показана нормальная ручная колосниковая топка для
антрацита с воздушным и паровым дутьем. Установка предназначена
для снабжения сушил дымовыми газами. Ввиду того, что обычно в су-
шилах используют отходящее тепло обжигательных печей, а в топках
сжигают топливо для получения недостающего количества агента суш-
ки, они получили название подтопков.

Горячие газы из топочного пространства проходят над пламенным
пролетом и опускаются вниз в подземный боров. Здесь, при резком из-
менении направления движения газов, выпадает часть наиболее круп-
ного уноса и золы. Воздух для охлаждения горячих газов до рабочей
температуры подается через колодец, расположенный за стеной топоч-
ного помещения. Охлажденные газы по газоходу поступают в вентиля-
Рис. 325. Стандартная ручная колосниковая топка для антрацита

тор. Топка снабжена аварийной трубой для отвода газов в атмосферу
при остановке сушильного вентилятора. Эта же труба служит для рас-
топки.

Охлаждать топочные газы непосредственно за пламенным пролетом
топки нецелесообразно, потому что при сильном охлаждении газы не
могут догорать за пределами топочного пространства. Чтобы обеспе-
чить догорание газов, целесообразно за пламенным пролетом подводить
некоторое количество вторичного воздуха.

В подтопке описанной конструкции газы лишь в незначительное
части освобождаются от уноса и золы; для осаждения их в значитель-
ном количестве необходимы специальные пылеотстойные устройства.

Наличие золы и уноса в дымовых газах настолько усложняет экс-
плуатационные условия, что нужно прежде всего избегать применения
в сушильных установках многозольных топлив. Если же по местным
условиям приходится пользоваться многозольным топливом, то надо
работать с умеренными напряжениями колосниковой решетки, которые
в топках сушильных установок должны быть па 20—30% ниже, чем в
топках котельных установок.

На рис. 326 показана топка с кирпичным циклоном для улавлива-
ния золы конструкции Всесоюзного теплотехнического института имени
Ф. Э. Дзержинского. Циклон представляет собой два концентрических
цилиндра, в кольцевое пространство между которыми тангенциально
подводятся газы. Они проникают во внутренний цилиндр через неболь-
шие окна, расположенные внизу, и покидают его через верх цилиндра,
где установлен клапан.
Подтопки с керамическим циклоном пригодны только для сжига-
ния малозольных топлив, иначе циклон быстро забивается, а очистка
его довольно затруднительна.

Подтопок другой конструкции ручного обслуживания с золоулавли-
вающим устройством (Чехословакия) показана на рис. 327. Здесь пре-
дусмотрена камера больших размеров, в которой скорость газов падает
почти в 5 раз по сравнению со скоростью над пламенным пролетом. Из

Рис. 326. Топка с кирпичным циклоном

осадительной камеры газы выходят через ниши с решетками, что также
способствует выпадению золы.

Излишне устраивать смесительные камеры той или иной конструк-
ции для охлаждения газов до рабочей температуры, если они подаются
в сушильные каналы нагнетающим вентилятором, так как сам венти-
лятор служит идеальным смесителем. Поэтому в описанных подтопках
применен колодец простейшей конструкции, через который воздух по-
ступает в газовый канал.

Температура смеси топочных газов с воздухом до сих пор у нас
на всех установках регулируется заслонками от руки, хотя совершенно
необходимо применять автоматические регуляторы. Отсутствие автома-
тического регулирования обусловливает неизбежное колебание темпе-
ратуры смеси'в зависимости от работы ручной топки с неподвижным
слоем топлива и периодическим обслуживанием. В этом отношении
более рациональными являются топки с непрерывным поступлением топ-
лива и с его периодическим или непрерывным перемещением в процессе
горения.

Однако топки и с неподвижным слоем на колосниках могут рабо-
тать значительно лучше в отношении равномерности горения при меха-
ннзированном или полумсханизированном питании и очистке. В главе
четвертой была описана такая топка в сочетании с вращающейся печью
или сушильным барабаном. Эта топка с верхней подачей топлива снаб-
жена механическим забрасывателем. При работе на бурых углях топку
снабжают качающимися колосниками, при работе на антраците —
поворотными колосниками для сваливания золы и шлака. Максималь-
ная производительность механического забрасывателя топлива, изго-

Рис. 327. Топка с золоосадительной камерой

товленного заводом «Комета» (Москва), доходит до 700—750 кг угля в
час. Топки с забрасывателем рекомендуется применять для сжигания
пламенных углей с содержанием летучих не менее 15% и бурых углей.
При тощих углях и антраците наличие забрасывателей повышает коли-
чество уноса.

На рис. 328 показана нормализованная шахтная топка для сжига-
ния кускового торфа и дров с наклонным зеркалом горения. При сред-
них нагрузках зеркала горения и работе на дровах или кусковом торфе
с содержанием мелочи до 15% топка может работать без дутья. При
нагрузках выше средних и работе па торфе с влажностью выше 40%
применяют искусственное дутье. Зоны отделены одна от другой гори-
зонтальными шиберами, при открытии которых шлак из верхних зон
сваливается в нижнюю.

Механические топки с нижней подачей угля можно с успехом при-
менять для топок сушильных установок. Некоторые фирмы США при-
меняют такие топки для туннельных печей.

Общий вид топочного механизма показан на рис. 329. Топливо
поступает в бункер /, из которого шнеком 2 подается под колосниковую
решетку 3. Количество подаваемого топлива можно регулировать спе-
циальным редукторным приводом. Топочный механизм снабжен ннди-

— 485 —
видуальиым дутьевым вентилятором 7, подающим воздух под колос-
ники. Колосниковые решетки применяют плоские прямоугольные или
круглые чашеобразные. Зола и шлаки образуются наверху слоя горя-
щего топлива, сваливаются к периферии и выгребаются вручную.

Топки с нижней
подачей обычно рабо-
тают на малозольных
топливах. Они эконо-
мичны и дают топоч-
ные газы постоянной
температуры.

Топка с цепной ре-
шеткой обратного хода
с пневматическим за-
брасывателем системы
НКТИ показана рис.
330. В отличие от
обычных цепных реше-
ток полотно этой топки
движется от задней
стенки к передней.

В табл. 61 приво-
дятся типоразмеры ко-
лосниковых решеток
для различных топок с
ручным обслуживани-
ем, а в табл. 62 — типо-

Рис. 328. Нормализованная шахтная топка для
кускового торфа

размеры механических
и полумеханических
топок, изготовляемых в
СССР. В последней

таблице указаны топки малых и средних размеров, наиболее подходя-
щих для нужд керамической промышленности. Активная площадь зер-

Рис. 329. Механическая топка с нижней пода-
чей

кала горения приведенных в
таблице топок достигает
30—35 л?.

Под активной площадью
зеркала горения (в отличие
от конструктивной площа-
ди) принято понимать ту
площадь, которая получает
воздух для горения, подвер-
гается щуровке, засыпке
топливом и таким образом
активно участвует в сжига-
нии топлива.

Работа топок на топли-
ве определенного вида ха-
рактеризуется коэффициен-
том избытка воздуха, теп-

ловым напряжением зер-
кала горения в килокалори-

ях на I л!2/чос и напряжением топочного пространства в килокало-
риях на 1 л8/час. В теплотехнических справочниках эти пока-
затели обычно даются применительно к топкам котельных установок.
Типоразмеры колосниковых решеток

Таблица 61

Тип решетки	Номер ГОСТ	Число ря- док колос- ников	Длина рсглеткх в м	Площаль решетки я л’ при ширине и м												
				0.7	0,9	1.1	1.16	1.3	|.е	1.65	1.8	3.0	2.3	2.5	3,0	3.5
Ручная решетка для антрацита н каменного																
угля:																
без поворотных ко-	3493—45	4	2,136	1.5	1,92	2,35			2,78	3,42	—	3,84	4.27	—	5.34	6,4	7,48
лоеннков ....		3	Г 602	1.14	1.44	1,76	—	2,08	2,56	—	2,88	3.2	—	4.0	—	—
		2	1,068	0,75	0.96	1,18	—-	1,39								
с поворотными ко- лосниками . . .	3493- 45	4  3	2,136  1,602	1.5  1,14	1,92  1,44	2,35  1,76	—	2,78  2.08	3.42  2,56	—	3,84  2,88	4,27  3,2	—	5,34 4	6,4	7,48
		2	—													
Ручная решетка с по-																
воротными колосника- ми для бурых углей .	3-193 46	5  4	2,67  2,13*1	1,87  1.5	2.4  1,92	2,94  2,35	—	3,47  2,78	4.78  3.42	—	4.8  3,84	5,34  4,27	—	6,68  5,34	8  6,4	9,35  7,48
		3	1,602	1.12	1,44	1,76	—	2,08	2.56	—	2.88	3.2	—	4	—	—
Ручная тележка для шахтных торфяных то-																
пок:																
с нормальным зер- калом горения .	3632 -47		2,54	—	2.7	3.3	—	3.9	4,8	—	5.4	6	6,9	-*	—*	
с сокращениям зер- калом горепия .	3682—47	—	2.38	—	2.34	2,6	—	3,35	4,15	—	4,68	5.2	5.98	—	—	—
Ручные решетки для шахтных дровяных то-																
пок:																
с нормальным зер- калом горения .  с сокращенным	3682 -47	—	2,405	—	2,7	—	3,45	—	—	4.95	—	*	—	—	—	—
зеркалом горе-  НИЯ		3682—47	—	2,17	—	2.16	—	2,76	—	—	3,98	—	—	—	—		
При пользовании ими для топок к тепловым агрегатам керамической
промышленности для уменьшения уноса плоскостные тепловые напряже-
ния следует снижать на 20—30%.

Тепловым напряжением топочного пространства определяется время
горения летучих составных частей топлива. Возможно, более полное
горение топлива необходимо для уменьшения потерь тепла от химиче-
ской неполноты горения. Кроме того, если топки предназначены
для сушил, то при полном горении предотвращается попада-
ние угарного газа (СО) в рабочие помещения сушильного
цеха.

Рис. 330. Топка с цепной решеткой

При определении напряжения топочного пространства надо считать
пространство над топливом до прохождения пламенного пролета. Про-
странство за пламенным пролетом, где при известных условиях может
догорать СО, следует рассматривать как запасное и в расчет не при-
нимать. В табл. 63 приводятся расчетные характеристики топок при
сжигании различных видов топлива.

В последней графе таблицы дается давление дутьевого воздуха под
решеткой. Эти значения рекомендуются со значительным запасом на
случай форсирования топки.

Сопротивление слоя топлива зависит при прочих равных условиях
от его толщины. Ориентировочную толщину слоя различных топлив на
колосниках в миллиметрах можно выбирать, пользуясь следующими
данными (см. стр. 490).
Типоразмеры механических и полумехакических топок

		Габариты и мм		Активная пло- шши. зеркал» горенка а м‘  7  8.5  3  5,5  7,5  4.65 5,84  7,3  5.5  6.9  8.4  3,35  4.7  6,71 7,93	Вес иегго  В Т  16,6  19  5.7 6.91 8  5,55 7,32 7,93  5,9 7,51 8,45
Тип тонки  Бескровельная цепная решетка	  БЦР для угля и торфа	  Плоскопгурующая решетка:  ПШР	<  Системы Васильева (Эиерголегпром) . . . 1  Топки с пневматическими забрасывателями ПМЗ (конструкции ЦКТИ)				шири* на  1560  1930  10СО 1350  1700  1600  2000  2500  1600 2000  2500  2200  2200  2200  2600	длина  •  5500  5500  3000  4060 4500  2920  2920  2950 3454  3454  3454  1525 2135  3050  3050		

Расчетная характеристика топок

Таблица 63

Вия телки н теплив»	Видимое пвпря- жевие зеркала горения в 1 000 ккал'м'час	Видимое напря- жение топочного объема и 1000 ккал^л? час	А X  X ф 3  8  -9 6 № О X	бытк» но йуха	Давление жалу- ха пол решеткой в мм вод. ст.
1	2	3		4	3
А. Топки с неподвижными колосниками и ручным забросам топлива  Антрацит несортированный АРШ ....	800	300	1	.8	100
Каменные угли рядовые (марки Т, Д, Г.  ПЖ, ПС)		700	250—300	1.8		80
Бурые угли рядовые:  влажные многозольные (типа подмос-  ковного) ... 		700	250- 300	1	.8	100
с умеренной зольностью и влажностью (типа челябинского) 		800	250 -300	1	.6	100
Торф кусковой влажностью до 45% . • •	1000	400	1.5		60
Древесина (дрова, тепа, отходы)		1000	400	1	.5	40
Б. Топки шахтные  Торф влажностью 40%		1100	250	1.6		60
В. Топки с маклонко-переталкивающими решетками  Бурые угли типа подмосковного		700	250	1.5		60
Эстонские и гдовские сланцы		800	200	1	.6	80
1	. Ручная колосниковая топка

Дрова.....................................  500—0)0

Кусковой торф.............................. 600—700

Мелкий торф с	влажностью .30%	........... 500

Антрацит:
крупный и	средний.................. 100

штыб ... •............................ 50—60

Подмосковный уголь:
крупный • ............................... 120—150

мелкий ............................... 100—80

Каменный уголь............................ 100—150

2	Шахтная топка с колосниками

Дрова с влажностью 30—40%................. 1000—1400

Кусковой торф ............................ 1000—1200

Сопротивление слоя топлива и колосниковой решетки не поддается
точному теоретическому подсчету, так как эта величина, помимо устрой-
ства самой топки и толщины слоя топлива, зависит от ряда других фак-
торов и от рода топлива (плавкость шлака, зерновой состав топлива,
спекаемость, частота шуровки и чистки, равномерность слоя и др.). Это
сопротивление можно ориентировочно подсчитать по формуле

с т I В \г

5 — — | — ] мм вод. ст.,

10< \ /? )

в

где — — напряжение колосниковой решетки по топливу в кг/м2час;

т — опытный коэффициент, имеющий следующие значения для
различных топок и видов топлива.

1.	Ручная колосниковая решетка

Дрова..................................... 0,2—0,3

Торф...................................... 0,3—0,5

Антрацит:
крупный и средний........................ 10—20

штыб.............	............... 100—150

Подмосковный уголь........................   10—15

Каменные угли:
неспекающиеся............................ 3—5

спекающиеся........................... 8—10

2.	Шахтная тонка С колосниками

Дрона.	..	..................... 0,3—0,5

Торф..........•........................... 0,5—0,7

При расчете тяги надо принимать во внимание сопротивление не
только слоя топлива и решетки, но и поддувала, а при расчете дутья —
дополнительное сопротивление воздушных путей от вентилятора до
топки в зависимости от конструкции этих путей. Рекомендуется выбирать
дутьевой вентилятор с запасом в 20—30% против расчетного сопротив-
ления.

Чтобы избежать выбивания пламени, ни в коем случае нельзя до-
пускать положительного давления в топочном пространстве. Желательно
разрежение в пределах 1—3 мм вод. ст.

Для сушильных топок нельзя применять многозольное, а тем более
сернистое топливо. Горючая сера образует сернистый газ (8О2), который
в соединении с влагой в сушилах дает сернистую кислоту. Концентрация
8О2 в мг!м* в газовоздушнон смеси с температурой 120° имеет следую-
щие значения для различных топлив:

Антрацит.......................0,150

Подмосковный уголь.............0,502

Кашперский сланец..............0,355

В период конденсации влаги на холодных поверхностях камерных
сушил на них действует сравнительно слабый раствор кислоты. С по-
вышением температуры газов концентрация кислоты в конденсате воз-
растает, что усиливает разъедание поверхностей как деревянных, так
н в особенности металлических. В сушилах, работающих под положи-
тельным давлением, применять сернистое топливо совершенно недопу-
стимо, так как санитарные нормы не допускают содержания в воздухе
рабочих помещений даже следов сернистых газов.

4 Горелки

Горелками принято называть в печной технике устройства, обеспе-
чивающие подвод к месту сжигания необходимого количества газа и
воздуха, смешение их и регулирование процесса горения.

Горение газообразного топлива, как известно, бывает длиннопла-
менное, короткопламенное и беспламенное. В основу такой оценки видов
горения принята длина пламени, зависящая при прочих равных усло-
виях от степени равномерности смешения газа с воздухом: чем лучше
и равномернее производится их смешение, тем меньше требуется време-
ни для сгорания газа и тем короче получается образующееся при этом
видимое пламя. Термин «беспламенное горение» имеет условное значе-
ние. В действительности всякое горение является пламенным.

Классификацию горелок целесообразно основывать по методу сме-
шения топлива и воздуха, необходимого для горения. Горелочные уст-
ройства состоят обычно из смеситсльно-подводяшей части и пространст-
ва для горения.

Подвод и смешение газа и воздуха производятся металлическими
конструкциями, являющимися собственно горелкой. Смесь сжигают либо
в специальном топочном пространстве, огражденном огнеупором (камер-
ные топки), откуда продукты горепия поступают в обжигательный канал
печи, либо горючую смесь непосредственно подают в этот канал, и опа
сгорает в среде обжигаемых изделий (щелевые топки).

По способу смешения газа и воздуха, точнее, по месту образования
горючей смеси, различают три основных вида горелочных устройств

1)	горелочное устройство 'внешнего смешения, когда газ и воздух
подаются определенными потоками в топку, в которой происходит одно-
временно их смещение и горение;

2)	горелочные устройства внутреннего смещения, в которых газ
и воздух предварительно смешиваются внутри горелки, а затем горючая
смесь поступает в топку;

3)	горелочные устройства промежуточного типа, в которых газ и
воздух частично смешиваются внутри горелки « смешиваются дополни-
тельно в топочном пространстве.

Наиболее длинное пламя получается при внешнем смешении, бес-
пламенного горения можно добиться при внутреннем смешении.

Горелочные устройства разделяются на однопроводные и двухпро-
водные. В первом случае газ, подаваемый под давлением в горелку,
при выходе из нее инжектирует воздух из окружающей среды или
поступает в печное пространство, в котором протекает воздух; во вто-
ром случае и газ и воздух подаются под давлением по самостоятельным
трубопроводам.

Простейшим видом однопроводной горелки является труба с отвер-
стиями (рис. 331), из которых газ выходит под давлением со скоростью.

определяющей характер пламени.

Рве 331 Схемы однопроводных го-
релок

При малых скоростях (низких теп-
ловых нагрузках) имеет место устой-
чивый голубой факел горения лами-
нарных струй газа. С увеличением
скорости пламя при наличии в газе
углеводородов становится ярко све-
тящимся.

По выходе газа из отверстий
движение струй становится турбу-
лентным (завихренным), смешение
с воздухом улучшается, свечение
пламени исчезает и оно становится
снова голубым, но вихреобразным.
Это длится до определенной крити-
ческой тепловой нагрузки, когда
пламя теряет устойчивость и отры-
вается от горелки. На рис. 332 по
казаны однопроводпые горелки,
применяемые в настоящее время в
газифицированных кольцевых пе-
чах.

Горелки, в которых газ выходит из коллектора через несколько
конических насадок и смешивается с воздухом, протекающим по печ-
ному обжигательному каналу, применяются в качестве нижних горелок.

Рис. 332. Однопроводные горелки для кольцевых печей

Горелки в в.иде трубы с закрытым торцом, в которых газ выходит
через отверстия на боковой поверхности, применяются в качестве верх-
них горелок, снабженных диском для упора. Глубину выхода горелки
в обжигательный канал печи через топливную трубочку регулируют
путем перестановки диска.

Преимуществами однопроводных горелок являются простота кон-
струкции, надежность в эксплуатации и возможность работы при срав-
во вто-
ельиым

Еотвер-
ростью,
их теп-
) устой-
 ла ми-
рением
в газе
ко све-

ерстий
!турбу-
вшение
кчение
Явится
азным.
крити-

когда
|ОТрЫ-
32 по-
белки,
Еемя в
к пе-

олько
» печ-
клок.

нительно низком давлении газа (до 50 мм вод. ст.). К недостаткам их
в общем случае следует отнести необходимость работы с повышенным
избытком воздуха, ограничивающим температуру горения; необходи-
мость работы с пониженным тепловым напряжением во избежание
светящегося пламени; выпадение сажи при соприкосновении неизбежно
длинного факела с холодными поверхностями изделий.

Различные виды двухпроводных

горелок схематически показаны на
рис. 333. В первом случае газ н воздух
подают по параллельно расположен-
ным трубам, во втором случае — по
схеме «труба в трубе*. Инжектирую-
щий эффект компонентов смеси в та-
ких типах горелок невелик ввиду ма-
лой скорости выхода их.

На рис. 334 показана инжекцион-
ная горелка: газ, выходящий с боль-
шой скоростью через насадку, подса-
сывает воздух нз среды, окружающей
эту насадку. Длина факела горения
наибольшая при параллельном распо-
ложении труб для воздуха и газа,
средняя — у горелки «труба в тру-
бе» и наименьшая—у инжекционной
горелки.

Двухпроводные горелки дают фа-
кел, длина которого зависит от схемы
смешения с воздухом. При параллель-

Рис 333. Схемы двухпроводных
горелок

ном подводе газа и воздуха получает-

ся наиболее длинный факел, при подводе по схеме «труба в трубе» —
средней длины и наименьший факел —при инжекционном смешении.

►дит
грх-
!ЛКИ
уют

|гон-
^в-

Рис. 334. Инжекционная горелка

Преимуществом двухпроводных горелок является широкий диапа-
зон регулирования температур.

Следует иметь в виду, что воспламенившийся газ очень трудно сме-
шивается с воздухом, так как с повышением температуры горящего га-
за резко возрастает его вязкость, что препятствует смешению. Кроме
того, при быстром расширении загорающихся струй возникают реак-
тивные силы, затрудняющие доступ воздуха к гЬзу. Поэтому при совме-
щенни процесса смешения с процессом горения часто имеет место не-
полнота горения даже при высоких избытках воздуха.

Предварительное смешение газа с воздухом является непременным
условием короткопламенного, а тем более беспламенного горения, В
практических условиях для устойчивого короткопламенного горения

применяются горелки инжекционного типа с предва
рительным смешением газа и воздуха. Две конструк-
ции таких горелок показаны на рис. 334 и 335. В пер-
вой конструкции горелка на выходном конце снабже-
на решеткой из жаростойкой стали, являющейся в
раскаленном состоянии катализатором горения; во
второй конструкции газо-воздушная смесь поступает
в камеру горения, выложенную нз огнеупора. В этой

— 4/47-------------

Рис. 33-г>. Инжек-
ционная горелка

*Г'

ч. . горелке газ инжектирует часть воздуха из помещения через щель 1 еще
до воспламенения. Другая часть воздуха инжектируется при выходе га-
за из горелки в топочное устройство через специальный патрубок 2.

Описанные инжекционные горелки применяются при естественном
газе, поступающем обычно на завод под значительным давлением.

При использовании генераторного газа применяют горелки, тип ко-
торых показан на рис. 336. В нижней части горелки предусмотрен ка-
пельник для осаждения смолы и конденсата.

Для первоначального воспламенения газа применяют запальники,
представляющие собой переносные горелки. Одни из типов инжекцион-
ного запальника показан на рис. 337. Ниже приводится техническая
характеристика некоторых промышленных типов газовых горелок, вы-
пускаемых в СССР.

Для нефтяного топлива применяют форсунки с воздушным и па-
ровым распылением, технические характеристики которых приводятся
ниже.
Щелевые газовые горелки низкого давления (для газа 1000—1600 ккал/лО)

Обозначение	Производи- тельность горелки в ЛГ, 44147	Давление перед го- релкой в мм М.ст.		Вес горелки в кг	Обозначение горелок	Проиэдоди- телыюсть горелки м .и* час	Д аилекие перед горелкой в мм вен). ст.		Вес. горелки н к.г
		газ	воздух				газ	воздух	
ГЩО-1	5—15	85	100	19	гщо-з	20—60	85	100	54
ГЩО-2	10—30	85	100	53	ГЩО-4  1	40—100	35	100	100

Таблица 65

Щелевые газовые горелки низкого давленая с кольцевой подачей
воздуха (для газа 1000—1600 ккал/м1)

Обозначение горелок	Производительность горелки п мУчас	Давление перед горелкой в мм ооЭ- ст.	Вес в кг
пит	60-140	85 100	115
гпъч	100-200	85 100	130
ГЩД-7 *	150-300	85 100	132

950 -

Рис. 337. Запальник
Инжекционные горелки высокого давления туннельное типа
(для газа 1500—4000 ккал/м3)

Обозначение го- релок	Производительность горелки п м*<час для таза		Давление газа перса горелкой в лм вод. ст. при газе		Вес горел- ки В К1
	генераторного 1500 ккал,м*	коксового 4000 ккал,м*	генераторном	кпкеоноы	
ГВ-1	5	2	1000	3000	5.7
ГВ-3	20	8	1000	3000	‘3.5
ГВ-5	65	27	1000	3000	33
ГВ-7	НО	60	1000	3000	54
ГВ-9	290	120	1000	Зоею	100
ГВ-11	650	270	1000	3000	180

Таблица 67

Турбулентные газовые горелки низкого давления
(для газа 1000—1600 ккал/м3)

Обозначе- ние го- релки	Производи- тельность горелки в М*'час по ге- нерзгорному газу	Давление пе- ред горелками п мм лоО. ст. по		Вес горел- ки в кг	Обозначе- ние го- релки	Производи- тельность горелки ь лс’.чо* по ге- нераторному газу	Давление пе- ред горелками в мм под. ст. по		Вес Iорел- кн в кг
		газ у	воздуху				газу	воздуху  •	
ГТН-1	45-100	100	150	67	ГТН-4	200-400	100	150	133
ГТН-2	100-200	100	1.50	93	ГТН-5	300-600	100	150	238
гтн-з	150-300	100	150	121	ГТН-6	500-1000	100	150	340

Таблица 68

Паронефтяные форсунки высокого давления системы Шухова

№ фор- сунки	Расход мазу- та максималь- ный а кг,'час	Давление в ати		№ фор- сунки	Расхол мазута максиыальний » кв; час	Давление в ати	
		пара	мазута			пара	мазута
1  2  3  4  5	7  20  40  60  80	4—5	1.0	6  7  8  9  10	105  130  180 250 350	4-5	1.0

Таблица 69

Мазутные одноступенчатые форсунки низкого давления

Обозначение фор- сунок	Давление мазута в ати	Производительность форсун- ки п к^час при давлений воздуха в мм иод. ст.				Вес форсунки в кг
		300	зм	«XI	450	
ФОБ-1	1-1.5	4	4.5	5	6	3
ФОБ-2	1-1..5	6.5	7.5	8.5	10	4.3
ФОБ-3	1-1,5	23	25	27	29,5	8
ФОБ-4	1-1.5	40	43	46	50	11
Мазутные двухступенчатые форсунка низкого давления

Обозначе- ние фор- сунок	Размеры форсунок			Давле- ние ма- зута в ’ати	Расход воздуха и производительность форсунки при давлении воздуха					Вес форс II-
	.4	К	В							
					4Б0 мм вод. ст.			I 6СК> мм под. Ст.		
					Расюл ашлуха в м'- час	минималь- ный рас- ход мазута в кг]час	Расход мазута ь  Ки’/час	Раски возлуха в м?час	Расход мазута в ’ кг }час	КН а кг
ФДБ-1	270	190	181	1-2	180	5	20	220	24	39,9
ФДБ-2	275	190	187	1-2	280	9	30	340	37	40
ФДБ-3	315	210	209	1-2	430	14	48	520	56	47
ФДБ-4	370	210	238	1-2	730	20	76	810	89	60
Глава двенадцатая.

Автоматическое регулирование

1.	Принцип регулирования

Для автоматического регулирования тех или иных процессов в
сушильных и печных установках промышленности строительной кера-
мики имеются большие возможности. При современном высоком уровне
изготовления регуляторов разнообразные параметры — температура и
влажность газов, количество протекающих газов, количество и давле-
ние пара, давление газовой среды и др. — могут автоматически контро-
лироваться в широких пределах.

Автоматические регуляторы делят па три группы: слепые (не имею-
щие шкалы для наблюдения за величиной контролируемого параметра),
показывающие и регистрирующие. Особенно ценными в эксплуатации
являются регистрирующие приборы.

Автоматические регуляторы изготовляют для стационарного и для
программного регулирования; наибольшее распространение имеют ста-
ционарные регуляторы. При стационарном регулировании контролиру-
емый параметр поддерживается в определенном диапазоне колебания,
допускаемом режимом; этот диапазон остается постоянным во времени
и меняется лишь в процессе настройки аппарата иа новые условия. Та-
кне регуляторы применяют при контролировании процессов с постоян-
ными параметрами.

Регуляторы программного действия могут автоматически менять
во времени контролируемый параметр по заранее заданному режиму.
Так, например, если в сушильной камере периодического действия не-
обходимо увеличивать количество воздуха или повышать его темпера-
туру по мере высыхания изделий, т. е. если в зависимости от их сушиль-
ных" свойств надо регулировать процесс влагоотдачи по определенному
режиму, разработанному экспериментально, то регулятор программного
действия может с большой точностью воспроизвести в сушильной каме-
ре этот режим. Регулятор программного действия снабжается фасон-
ной шайбой, которая имеет определенную конфигурацию в соответ-
ствии с заданным режимом и приводится в действие часовым механиз-
мом или мотором. Вращающийся кулак через электрическую или пнев-
матическую систему воздействует на исполнительный механизм, чем
устанавливается необходимая величина контролируемого параметра.

По способу передачи импульсов на расстояние различают регулято-
ры электрического, пневматического, гидравлического и механического
действия. Регуляторы механического действия нашли ограниченное при-
менение потому, что они могут работать при непосредственной близости
датчика и исполнительного механизма, т. е. не являются приборами
дальнего (дистанционного) действия. Применяемые в настоящее время
регуляторы далыюдсйствующие относятся главным образом к электри-
ческому и пневматическому типам.

Индукционная система передачи импульсов на расстояние (от дат-
чиков первичных приборов ко вторич1гым приборам) основана на прин-
ципе неуравновешенного моста переменного тока*. Перемещение плунже-
ра датчика вызывает появление добавочных втягивающих усилий в ин-
дукционных катушках вторичных приборов и перемещение плунжеров
вторичных приборов в точном соответствии с датчиками. Пневмати-
ческая система передачи импульсов на расстоянии основана па следую-
щем принципе: измерительное устройство первичного прибора воздей-
ствует на пневматический датчик, который преобразует величину изме-
ряемого параметра в пропорциональное ей давление воздуха; последнее
передается и воздействует на измерительное устройство вторичного
прибора.

Крупным недостатком применения жидкости в качестве рабочей
среды в регуляторах является невозможность использования ее для пе-
редачи импульса. Вследствие .несжимаемости жидкости ничтожное пере-
мещение датчика привело бы к резкому повышению давления. Поэтому
гидравлические регуляторы представляют собой лишь релейные и уси
лительные системы.

2.	Конструкции регуляторов

Наиболее простую конструкцию имеют регуляторы прямого дей-
ствия, один из которых, предназначенный для регулирования темпера-
туры, показан на рис. 338. Датчиком регулятора служит манометри-
ческий термометр 1 с расширяющимся рабочим веществом, оказываю-

щим определенное давление в системе, за-
висящее от температуры. Это давление вос-
принимается сильфоном 2 (металлическими
мехами) и пружиной <?, деформация кото-
рой пропорциональна изменению темпера-
туры среды. При отклонении температуры
от заданной величины частичная деформа-
ция сильфона и пружины вызывает переме-
щение золотника клапана 4, установленного
в подводящей линии регулируемой системы.
Происходящее таким образом изменение
проходного сечения подводящей линии
обеспечивает восстановление заданной гем
нературы. Настройка регулятора па задан
ный температурный режим достигается из-
менением предварительного сжатия пружи-
ны .? путем ввинчивания (или вывинчива-
ния) втулки 5. Профилирование золотников
создает параболическую характеристику
расхода в зависимости от их перемещения.

Диапазон срабатывания регулятора,
т. с. -изменение температуры, необходимое

Рис. 338. Регулятор прямо-
го действия
для перемещения регулирующего золотника из одного крайнего поло-
жения в другое, не превышает 10°. Таким образом, чувствительный эле-
мент, регулятор и исполнительный механизм связаны в один общий аг-
регат.

Рж. 339. Слепые температурные регуляторы косвенного действия
а «— электрического типа; б — пневматического типа

На рис. 339 показаны слепые регуляторы косвенного действия, при-
меняемые при температурах не свыше 150°. Датчики 1, присоединенные
через головку 2, этих регуляторов работают на принципе расширения
рабочего вещества, как и "в предыдущем случае.

На рис. 339, а показан регулятор электрического типа. От преды-
дущего он отличается тем, что от рычага 3 через весьма простой меха-

Рис. 340. Ртутный выключатель

низм перемещается двухпо-
зиционный ртутный выклю-
чатель 4, отдельно показан-
ный на рис. 310. Замыкая и
размыкая ртутным прерыва-
телем электрическую цепь,
регулятор может воздейст-
вовать на те или иные ис-
полнительные механизмы с
электромоторами или соле-
ноидами непосредственно
или через промежуточные
усилители тока.

На рис. 339, б показан
регулятор пневматического типа. Деформация сильфона передается
тяге 1, которая, действуя на заслонку 2, прикрывает или откры-
вает устье сопла 3. Вследствие этого меняется давление в воз-
душной линии, действующей на исполнительный механизм пневма-
тического типа. Давление в системе, по которой подается воздух
к исполнительному механизму, зависит от соотношения между коли-
чествами воздуха, подаваемого в систему, и воздуха, утекающего из нее
через сопло 3 регулятора. Если количество поступающего воздуха боль-
ше утечки его, то давление в системе повышается, в противоположном
случае оно понижается. Регулятор снабжен двуплечим рычагом 4 для
переключения тяги 1 в случае необходимости изменить направление
работы с прямого на обратное.

Приборы аналогичного типа применяют для регулирования влаж-
ности воздуха или газов. На рис. 341 показан регулятор влажности, ра-
ботающий по принципу волосяного гигрометра. Воспринимающий эле-

Рис. 341. Регулятор
влажности с волося-
ным гигрометром в
качестве датчика

Рис. 342. Регулятор влажности с дилатометриче-
ским датчиком

мент 1 представляет собой пучок натянутых человеческих волос, удлине-
ние или укорочение которых при изменении влажности среды через ры-
чажный механизм 2 передается ртутному переключателю 3, описанному
выше. Ручкой 4 регулятор устанавливают на определенную влажность
среды. Под действием ртутного переключателя размыкается электри-
ческая цепь, связанная с исполнительным механизмом. Винт 5 служит
для регулирования натяжения пучка волос.

На рис. 342 показащ пневматический регулятор влажности, у кото-
рого чувствительным элементом является деревянный брусок 1, реаги-
рующий на изменение влажности среды изменением своей длины. Левый
конец бруска колодой 2 соединен с ииваровыми пластинами 3. Инвар
(сплав стали с никелем) имеет незначительный коэффициент терми-
ческого расширения (0,9- 10"6), в 12 раз меньший, чем устали. Кроме
того, инвар не страдает от действия влаги. Благодаря этому ннваровые
пластины регулятора практически не реагируют на изменения темпера-
туры и влажности. Поэтому при удлинении или укорочении деревянного
бруска 1 колода 2 перемещается относительно вертикальной плоскости
и поднимает или опускает пластину 4, с которой соприкасается конец
рычага 5. Если, например, влажность среды повышается, деревянный
брусок удлиняется, колода 2 отклоняется влево и пластина 4 .приподни-
мает рычаг 5. Угловое перемещение рычага передается указателю влаж-
ности и клапану пневматической системы, воздействующей на исполни-
тельный механизм Перфорированный экран 6, устанавливаемый против
потока воздуха, служит для того, чтобы деревянный брусок омывался
воздухом равномерно по всей длине. При помощи регулировочного
винта 7 устанавливают начальное положение деревянного бруска при
известной влажности среды, чем контролируется показание прибора.
Вследствие неизбежности остаточных деформации деревянного бруска
прибор требует периодической регулировки.

Датчики опиегшного типа, работающие с использованием разности

Рис. 343. Регулятор влажности с
двумя сильфонами

коэффициентов удлинения двух ма-
териалов, принято называть датчика-
ми дилатометрического типа.

На рис. 343 изображен регулятор
влажности с двумя металлическими
мехами такого же типа, как у регуля-
торов температуры, показанных на
рис. 339. Прибор снабжен двумя вос-
принимающими элементами и работа-
ет по принципу психрометра, реагируя
на определенную разность температур.
При постоянстве температуры среды
регулятор через исполнительный ме-
ханизм поддерживает постоянную
влажность по психрометрической раз-
нице.

На рис. 344 показан гидравличе-

ский регулятор температуры со
струйной трубкой. Датчик регулятора представляет собой дилатометри-
ческое устройство из металлической трубки 1 и кварцевого стержня 2.
Разность их термических удлинений передается через пружину 3 и

О)
3 6

Рис. 344- Гидравлические регуляторы со струйными трубками
а —с дилатометрическим чувствительным элементом; б — с мембранным
чувствительным элементом

стержень 4 рычагу 5. Последний, поворачиваясь вокруг шарнира 6, сво-
им нижним концом нажимает па рычаг 7, который, перемещаясь, нажи-
мает на маслоструйную трубку 8 и сдвигает его вокруг неподвижной оси
9, сжимая пружину 10. Маслоструйная трубка, отклоняясь от верти-
кального положения, становится несимметрично относительно друх
каналов, расположенных в блоке 11. В полую маслоструйную трубку
масло поступает под давлением через ось У. Когда эта трубка, откло-
няясь, перекрывает один канал больше, чем другой, в первом канале
давление повышается, во втором понижается. Блок 11 своими кана-
лами соединен с полостями цилиндра сервомотора по обе стороны от
поршня. При нарушении равновесия, вследствие появления разности
давлений в этих полостях, поршень со штоком перемещается в ту или
иную сторону и движение штока используется для посылки дистанцион-
ной команды исполнительному механизму. Шток поршня сервомотора
связан с рычагом 12. Перемещаясь, он поворачивает этот рычаг, растя-
гивает пружину 10 и поворачивает втулку 13, сидящую на резьбе в кор
пусе регулятора. При перемещении втулки ось вращением рычага 12
также перемещается, давление на маслоструйную трубку ослабевает и

Рис. 345. Регулятор давления поплавкового типа

последняя возвращается в вертикальное положение под действием пру-
жины 10. Теперь трубка симметрично перекрывает каналы в блоке //и
поршень сервомотора останавливается

На рис. 344, б показан более универсальный гидравлический регуля-
тор для контролирования любых параметров, импульс которых может
быть преобразован в давление. Этот регулятор может быть снабжен не
только мембранным устройством для воспрннятия давления, как это
показано на рисунке, но и сильфоном или кольцевой пружиной. Давле-
ние от измерительного элемента или контролируемой среды подводится
к мембране 1 по трубке 2, а при измерении перепада давления по труб-
кам 2 и 3. Мембрана, прогибаясь, перемещает стержень 4, который от-
клоняет маслоструйную трубку 5. действующую так же, как и в преды-
дущем регуляторе. При нарушении равенства давлений в каналах 6 и 7
поршень 8 сервомотора 9 перемещается и шток его воздействует на ор-
ган, посылающий гидравлическую или пневматическую энергию в испол-
нительный механизм. Регулируемым винтом 10 перемещается плунжер
II. который изменением натяжения пружины 12 устанавливает кон-
трольное значение, при котором прогибание мембраны воспринимается
описанным выше механизмом.

На рис. 345 показан регулятор давления, работающий по принци-
пу поплавковых тягомеров. Два поплавка / и 2 н виде опрокинутых со-
судов (колоколов), плавающих в масле, присоединены к коромыслу 3.
При нарушении равновесия коромысла под действием изменения дав-
ления во внутренней полости одного из поплавков замыкаются верхний
контакт 4 или нижний контакт 5, в результате чего приводится в дей-
ствие система регулирования. Контрольные грузы 6 и 7, перемещаю-
щиеся по нарезке оси 8, служат для настройки аппарата. Аппарат мо-
жет работать также на пневматическом принципе.

На рис. 343 показан регулятор с металлическими сильфонами, вос-
принимающими разность показаний двух термометров. На аналогичном
принципе работает регулятор давления, снабженный двумя сильфонами,
к которым подводят давления, перепад которых служит контролиру-
емым параметром. Регуляторы, работающие по такому принципу, быва-
ют пневматического или электрического действия.

Для точных измерений и при автоматическом регулировании, когда
требуется непрерывное измерение температур, как уже отмечалось, в
современных установках применяют потенциометры, измеряющие тем-
пературу при помощи термопар, и уравновешенные мосты, измеряющие
ее при помощи термометров сопротивления. Эти приборы могут показы-
вать и сигнализировать температуру или записывать и регулировать ее.

Пневматический регулятор пропорционального действия так же,
как регулирующий потенциометр, дает возможность управлять исполни-
тельными механизмами не методом двух крайних позиций соткрыто —
закрыто», а методом плавного регулирования, в зависимости от изме-
нений контролируемого параметра среды при помощи нзодромного уст-
ройства. Техника автоматического регулирования располагает в настоя-
щее время универсальными пневматическими регуляторами такого ти-
па, пригодными для работы с термопарами, термометрами сопротив-
ления, манометрами, приборами для определения влажности
и др.

Устройство подобного универсального автомата показано на
рис. 346. Термометр расширения 1 деформирует манометрическую спи-
раль 2, от которой система рычагов и тяг приводит в движение стрелку
н перо указателя прибора 3. Эта же система передачи управляет тягой
4, соединенной с рычагом 5. воздействующим на заслонку 6 перед соп-
лом 7 пневматической линии. Заслонка, прикрывая сопло пневмати-
ческой линии, повышает давление в пей, а отходя от сопла и давая
возможность воздуху утекать из линии, снижает давление. Однако в от-
личие от двухпозйциоиного регулятора в данном случае воздух, давле-
ние которого регулируется заслонкой 6, действует не непосред-
ственно на исполнительный механизм, а через пневматическое
реле.

Пневматическое реле работает следующим образом. Сжатый воз-
дух, предназначенный для управления исполнительным механизмом,
подают по линии 8, причем он должен по пути пройти через сопло 9,
прикрываемое заслонкой 10. Часть этого воздуха проходит через
фильтр 11 и дроссельную трубку 12 и с пониженным давлением попада-
ет во вспомогательную воздушную линию, регулируемую заслонкой 6 и
соплом 7 автомата. Заслонка реле 10, кроме сопла 9, регулирует также
сопло 13, поддерживаемое двойными мехами 14, расположенными в
верхней части реле в футляре. Соотношение площадей двух металли-
ческих мехов равно 5: 1, а давление воздуха в пространстве между
ними равно атмосферному давлению. С пространством между
мехами сообщается сопло 13. Когда заслонка 6 прикрывает сопло 7, то
давление в линии 15 повышается, следовательно, возрастает давление
воздуха в футляре реле, в котором расположены меха 14. Под возрос -
шим давлением воздуха внешние мехи сжимаются и увлекают с собой
вниз сопло 13. одновременно сжимая внутренние мехи. При этом сопло
13 упирается в заслонку 10, отодвигает се, приоткрывает сопло 9 и по-
сылает сжатый воздух к исполнительному механизму 16 по линии 17. В
этот момент устье сопла 13 прикрыто заслонкой. Сжатый воздух, посту-
пающим при открытом сопле 9, одновременно попадает и во внутрен-
нюю полость малых мехов реле, оказывая сопротивление их сжатию.

Рис. 346. Схема действия универсального изодромкого регулятора

Когда давление в линии 15 понижается, внешние мехи реле поднимают-
ся, увлекая заслонку 10. Она прикрывает устье сопла 9, после чего от
заслонки отходит сопло 13 и сжатый воздух нз внутренней полости ма-
лых мехов уходит в атмосферу через сопло 13. Как только выравни-
вается давление в воздушной линии реле и в линии 15, реле приходит в
равновесие и заслонка прикрывает оба сопла 9 и 13.
Таким образом, назначение пневматического реле заключается в
том, чтобы обеспечить быстрое наполнение воздухом линий, ведущих к
исполнительному механизму, и удаление воздуха из них. Без того регу-
лятор работал бы медленно и был бы малочувствительным к быстрым
изменениям величии контролируемого параметра среды. Пневматическое
реле ускоряет регулирование тем, что в несколько десятков раз увели-
чивает воздушную емкость системы заслонки и сопла самого регу-
лятора.

Для достижения пропорционального регулирования с непрерывной
балансировкой между манометрическим термометром и пневматическим
реле включается специальный пневматический прибор (изодромиос
устройство). На обоих концах прибора расположены два больших силь-
фона 18 и 19, в которые встроены малые сильфоны. Пространства меж-
ду парными мехами заполнены легким маслом. Левые большие мехи на-
ходятся под давлением воздуха в пневматической линии, правые — пол
атмосферным давлением и подпираются пружиной 20. Малые мехи сое-
динены между собой жестко штоком 21. Пространства между парными
мехами соединены каналом 22, снабженным игольчатым клапаном 23,
на рисунке прикрытым диском ручной балансировки 24. Шток 21,
соединяющий малые мехи при горизонтальном перемещении, мо-
жет открыть или закрыть сопло 7, передвигая заслонку 6' неза-
висимо от перемещения ее под действием тяги 4 регуля-
тора.

Предположим, что под действием термометра стрелка регулятора
переместилась так, что заслонка 6 отошла от сопла 7 и давление, в ли-
лии 15 снизилось. Тогда пневматический регулятор понижает давление
в линии 25 и, следовательно, вокруг левых мехов в пространстве 26.
Тогда левые большие мехи перемещаются влево и давление жидкости
в их внутренней полости уменьшается. Давление жидкости
в полости правых мехов остается неизменным и под влиянием разности
давления внутренние малые мехи вместе со штоком перемещаются вле-
во, вслед за левыми большими мехами. Перемещение внутренних мехов
тоже не меняет давления жидкости с правой стороны, так как правые
большие мехи свободно деформируются при перемещении внутренних
мехов и служат как бы эластичным мешком, в котором заключена жид-
кость. Шток, соединяющий малые мехи, перемещаясь влево, прикрывает
сопло 7 заслонкой б. При перемещении мехов, как уже было указано,
давление жидкости между левыми мехами уменьшается, оставаясь не-
изменными между правыми. Под действием разности давлений жид-
кость из промежутка между правыми мехами по каналу 22 через иголь-
чатый клапан 23 начинает перетекать в пространство между левыми
мехами. Под действием выравнивания давления в полостях между ме-
хами малые мехи со штоком начинают перемещаться вправо, в направ-
лении к положению их равновесия, и заслонка б снова открывает
сопло 7.

Движение заслонки б вправо изменяет давление на исполнительный
механизм, хотя стрелка регулятора и не перемещается под действием
термометра. Система внутренних мехов перемещается вправо до тех
пор, пока работа исполнительного механизма не отразится на показа-
нии термометра и не вернет стрелку регулятора к контрольной точке.
При помощи описанного прибора достигается таким образом пропорци
ональное регулирование и автоматическая непрерывная балансировка.
Время изодрома, т. с. время действия балансировки, зависит от скорости
перетекания жидкости из полости одной пары мехов в полость другой
пары. Эту скорость можно регулировать положением игольчатого кла-

пана 23 в зависимости от характера контролируемого процесса. Ручная
балансировка производится диском 24.

Все описанные выше регуляторы служат для стационарного регу-
лирования. Наряду с ними, как уже указывалось, существуют приборы
программного регулирования. Чтобы электрический или пневматический
регулятор регулировал температуру или влажность среды уже описан-
ными выше методами, но не в определенных, а в переменных во
времени диапазонах, необходимо было бы через определенные проме-
жутки времени менять соответствующим образом контрольный ин-
декс в регуляторе. Для периодического изменения контрольного индек-

са регулятора в настоящее время изготовляют так называемые
регуляторы циклов, работа-

Ркс. 349. Изодромный регулятор

ющие последовательно с ре-
гуляторами электрического
уи пневматического ти-
(пов.

। Одна из конструкций
регуляторов цикла показана
на рис. 347. Пневматиче-
ский передатчик снабжен
вращающейся шайбой /, ко-
торая в каждом положении
автоматически через рычаг
2 и особый передаточный
механизм 3 и автоматиче-
ский редуктор 4 меняет кон-
трольный индекс в регуля-
торе. Конфигурация шайбы
передатчика подбирается по
заранее заданной програм-
ме регулирования процесса,
приводится она во враще-
ние мотором или часовым
механизмом. Передатчик
может работать непрерыв-
но, но при помощи внешнего
устройства его можно оста-
новить в любое время, что

позволяет

выдерживать

температуру в течение необходимого промежутка времени.

На рис. 348 показана схема последовательной работы регулятора
циклов, описанного выше, и изодромного регулятора, показанного на
рис. 346. Слева установлен регулятор циклов с кулачком 1. Регулятор
питается сжатым воздухом из общей линии и в зависимости от положе-
ния кулачка понижает давление этого воздуха при помощи автомати-
ческого редуктора 2. Редуцированный воздух поступает из передатчика
в индексатор 3 основного регулятора (см. рис. 348 и 349), при помощи
которого в зависимости от давления редуцированного воздуха через
систему рычагов и тяг изменяется контрольный индекс. Пневматический
аппарат 4 воспринимает температурный импульс через металлические
мехи 5 и воздействует на исполнительный механизм 6. При каждом но-
вом положении контрольного индекса прибор регулирует процесс с со-
ответствующим диапазоном колебаний величины контролируемого па-
раметра, переменного во времени.
з Исполнительные механизмы

Как уже отмечалось! аппараты для автоматического регулирования
температуры, влажности и других параметров в конечном итоге должны
воздействовать на исполнительные механизмы тон или иной кон-

струкции.

В настоящее время применяют наполнительные механизмы главным

Рис. 350. Мембранный

образом пневматические и
электрические и в некоторых
случаях гидравлические. |На
рис. 350 показаны внешний
вид и разрез вентиля с пнев-
матическим приводом одной из
конструкций. Сжатый воздух

Рис. 351. Иополпителыгый меха-
низм с мембраной

вентиль пневматический

Рис. 352. Исполнительный механизм с сильфоном

— 509 —
давит на металлическую мембрану деформация которой передается на
шток, закрывающий при движении'» них двухселельнын клапан. Когда
давление уменьшается, шток поднимается витой пружиной?

,<1а рис. 351 и 352 изображены пневматические исполнительные ме-
ханизмы двух типов с мембраной и металлическими мехами (сильфо-

ном).^Вертикальное перемещение штоков приводит в движение рычаги
первого или второго рода и их движение используется для поднятия
шиберов, открытия заслонок и перемещения других рабочих органов
регулируемой системы.

Пневматические исполнительные механизмы приводятся в действие
сжатым воздухом из баллонов или от компрсссора/Портативный ком-
прессор с приводом от электромотора показан на рис. 353.?

На рис. 354 приведены исполнительные механизмы в виде вентиля и
задвижки, работающие от электромоторов, а ха рис. 355 — внешний вид
и разрез вентиля, регулируемого соленоидом д'
Исполнительные механизмы гидравлические чаще всего являются
сервомотором, состоящим из силового цилиндра, поршня и штока. Пере-
мещение поршня и штока используют для перемещения рабочего орга-
на. Применяют также механизмы сильфонного и мембранного типов.

4.	Схемы дистанционного контроля,
СИГНАЛИЗАЦИИ И АВТОМАТИЧЕСКОГО

РЕГУЛИРОВАНИЯ

Для осуществления любого режима сушки в сушилах как перио-
дического, гак и непрерывного действия прежде всего необходимо рас-
полагать постоянным параметром воздуха или газов, поступающих в
общий распределительный канал из тех или иных источников тепла.
Если это условие не соблюдается, то эксплуатация сушил по определен-
ному режиму невозможна.

Рис. 356. Схема автоматического регулирования температуры газов из подтопка, рабо-
тающего на твердом топливе

Постоянство температуры воздуха легко достигается только при
паровых установках, так как давление пара в котле, поддерживаемое
на определенном уровне, предопределяет температуру воздуха, нагре-
ваемого в паровом калорифере. Вп всех же случаях, когда для сушки
пользуются газами от подтопков или смесью подтопочных газов и от-
бросного тепла печей, имеет место определенное колебание рабочей
температуры газов в распределительном канале.

Обычно из сушильного цеха сообщают кочегарам подтопков об из-
менении температуры в центральном канале, или в обязанности кочега-
ров входит наблюдение за этой температурой по термометру, территори-
ально расположенному далеко от их рабочего места.

По предложению И. В. Донцова на Черемушкинском керамическом
заводе (Москва) разработана схема сигнализации, состоящая из трех
основных частей:

I)	панели с реле переменного тока, звуковой и световой сигнали-
зации, установленной в котельной;
2)	панели купроксного выпрямителя с маломощными реле, уста-
новленной в котельной;

3)	панели термосигнализаторов, установленной непосредственно у
места измерения температур в сушилке.

Сигнализация действует следующим образом. На шкале прибора
передвижными стрелками устанавливаются заданные пределы темпера-
туры (максимум и минимум). Если в канале нормальная температура,
то на щите сигнализации лампа не загорается. При понижении темпе-
ратуры срабатывает реле, и в результате этого загорается синий сигнал
и раздается звонок; при повышении температуры загорается красная
лампа. Терморегулирующее устройство такого рода очень удобно и вы-
годно в следующих отношениях: облегчается труд кочегара, так как он
не должен забрасывать избыточное количество топлива; достигается
экономия топлива; улучшается качество сырца вследствие сокращения
резких колебаний температур агента сушки; облегчается контроль за
температурой в сушиле и учет работы кочегара.

На рис. 356 показана схема автоматического регулирования темпе-
ратуры газов, поступающих из подтопка / с ручными колосниковыми
топками. Горячие топочные газы обычно разбавляют наружным воз-
духом (для охлаждения до рабочей температуры), поступающим через
специальный колодец 2. Поместив термометр сопротивления 3 за колод-
цем у вентилятора 4, можно контролировать температуру смеси, изме-
няя степень открытия заслонки 5 в колодце и одновременно регулируя
дутье заслонкой 6 при помощи, например, слепого электрического регу-
лятора 7, реле 8 и исполнительного механизма 9. Если необходимо кон-
тролировать температуру газов с пульта, расположенного па расстоянии
от подтопка, то целесообразно применять указывающий или самозапи-
сывающий автоматический мост 10.

На одном из московских заводов осуществлена несколько иная
схема регулирования температур в центральном канале сушил
(рис. 357). В качестве чувствительного элемента использован дистанци-
онный манометрический сигнализирующий термометр с капилляром
длиной 15 м. Термобаллон прибора установлен в центральном канале
сушила и заключен в герметический кожух. В качестве усилителя приме-
нена система электромагнитных реле равной мощности. Исполнитель-
ным механизмом служит электродвигатель дутьевого вентилятора.

Термометрический сигнализатор 1 имеет па своей шкале два перед-
вижных указателя, соединенных с контактами (а и б). При изменении
температуры в центральном канале стрелка на шкале прибора отклоня-
ется. При повышении температуры выше заданного уровня замыкается
контакт красного указателя, в результате чего срабатывает маломощ-
ное реле 2 и мощное реле 3. Цепь магнитного пускателя 4 размыкается
и электродвигатель 5 дутьевого вентилятора подтопков останавливается,
в результате чего уменьшается интенсивность горения топлива. При по-
нижении температуры сначала выключаются реле 2 и 3, их контактная
система приводится в нормальное положение. Затем, когда стрелка
доходит до желтого указателя (нижний предел температуры), цепь ма-
ломощных реле 6 размыкается и включается цепь мощных реле 7. Цепь
магнитного пускателя 4 замыкается и мотор дутьевого вентилятора на-
чинает работать. При этом топливо горит более интенсивно и темпера-
тура в центральном канале повышается. Для того, чтобы изменить тем-
пературный режим, достаточно передвинуть указатели на требуемые
отметки шкалы.

Если подтопок работает на газе, то регулирование температуры
значительно упрощается (рис. 358). Импульс от термопары 1 поступа-
ет в автоматический потенциометр 2, ток усиливается при помощи ре-
ле 3 и регулируется вентилем 4 с моторным приводом на газовой ли-
нии.

Кроме регулирования температуры газов в центральном канале
сушил, возникает необходимость поддержания на определенном уровне
количества газов, Существующие анемометры не приспособлены для ра-

Рис. 358. Схема автоматического регулирования температуры газов и'<
полтопка, работающего на газе

33 к. А. Нохратяа

— 513 —
боты в газовой среде с высокой температурой и вообще являются при-
бором для периодических замеров. Пневматические трубки легко за-
соряются в запыленной газовой среде.

Оригинальный прибор, который может служить датчиком для сиг-
нализации и автоматического регулирования, создал Г П. Фишер на
одном из московских керамических заводов. Этот прибор дает воз-
можность непрерывно замерять скорость газов в канале, как показано
на рис. 359. К одному концу газовой трубки 1 диаметром приваре-
на лопатка 2 из листового железа, которая пометена внутри короба.

Рис. 359. Датчик скорости газов системы Г. П. Фишера

Газовая трубка 1 при выходе из короба укреплена на оси 3, которая
обеспечивает поворот трубки с лопаткой на 180°.

Для уравновешивания отклонения лопатки и трубки при разных
скоростях теплоносителя, т. е. при изменении давления теплоносителя
на лопатку, установлена пружина 4. К другому концу газовой трубки
прикреплен тросик 5, который через ролики 6 передает отклонение ло-
патки и трубки сердечнику 7. Сердечник опускается в катушки 8 и 9;
при увеличении скорости теплоносителя уменьшается сопротивление
прохождению магнитного потока катушки 8, тем самым в катушке 9
индуктируется большее напряжение, и стрелка вольтметра 10 со шка-
лой скорости, отградуированной в метрах, отклоняется вправо, а при
уменьшении скорости теплоносителя лопатка -с газовой трубкой пово-
рачивается против часовой стрелки. За счет пружины сердечник под-
нимается, сопротивление прохождению магнитного потока увеличивает-
ся и прибор соответственно дает меньшее показание. Катушка 8 со-
стоит из картонного каркаса, на который намотано 17 тыс. витков про-
волоки ПЭЛ диаметром 0,2 мм. Катушка 9 имеет 8500 витков из той
же проволоки. Электролампа 15 в установлена для увеличения сопро-
тивления в первичной цепи катушки 8 и одновременно служит предо-
хранителем. Электролампа включена последовательно в цепь катушки
8, в которую подается напряжение сети 220 в. Концы катушки 9 под-
соединяют к прибору. В системе прибора предусмотрено автоматиче-
ское включение сирены при скорости газов ниже заданной.

На рис. 360 показана схема регулирования температуры воздуха,
нагреваемого в огневом калорифере. Контролируя температуру возду-
ха на выходе из калорифера термометром сопротивления /, можно че-
рез регулятор 2 и исполнительный механизм 3 регулировать количест-
во газов, поступающих в калорифер, шибером 4 в подводящем канале
или регулировать температуру этих газов по методу, описанному вы-
ше, если газы поступают в калорифер из подтопка. В общем случае,
когда вентилятор подает в сушильную установку смесь воздуха или
газов из двух или нескольких источников тепла (рис. 361), регулятор

Рис. 361. Схема автоматического регу-
лирования температуры смеси газов из
различных источников

Рис. 360. Схема автоматического регу-
лирования температуры воздуха, нагре-
ваемого в огневом калорифере

/ при помощи одного или нескольких исполнительных механизмов 2
может изменять количество компонентов по температуре смеси в
точке 3.

При паровых калориферах, в которых используют отбросный пар
из различных источников, имеющих колеблющийся расход, можно при
помощи изодромного регулятора воздействовать на исполнительный
механизм — мембранный вентиль — и поддерживать определенный,
постоянный расход пара.

Во всех приведенных выше случаях речь шла о регулировании тем-
пературы воздуха или газов. Если необходимо регулировать влажность
в центральном’ распределительном канале, то надо оборудовать спе-
циальное ответвление для охлаждения воздуха или газов ниже 100° и
на этом участке установить чувствительный элемент психрометрическо-
го или гигрометрического типа и, воздействуя на исполнительный ме-
ханизм. подавать в канал лар. При помощи автомата-регулятора мож-
но регулировать влажность горячего газа или воздуха, используя ре-
циркуляцию отработанных газов или воздуха. В этом случае исполни-
тельный механизм должен управляться заслонкой на линии возврата
рециркулирующих газов, увеличивая или уменьшая их количество.

В сушильных камерах или туннелях регуляторы могут играть раз-
личную роль в зависимости от системы сушил.

В противоточных туннелях регулировка режима не требуется; до-
статочно поддерживать на постоянном уровне параметры воздуха у
входного клапана туннеля, т. е. в центральном распределительном ка-
нале.

В туннельных сушилах с самостоятельными зонами необходимо
регулировать параметры воздуха в каждой зоне, установив в них регу-
33*	— 5/5 —
ляторы. На рис. 362 приведена схема автоматического регулирования в
зоне туннельного сушила температуры нагрева воздуха паровым кало-
рифером 1 и влажности воздуха — паровой форсункой 2. Для этого
устанавливают термометр сопротивления 3 и психрометр 4, посылающие
импульсы регуляторам 5 и 6, которые управляют исполнительным ме-
ханизмом 7 и 8 на паровых линиях калорифера и форсунки. Для ре-

Рис. 362. Схема автоматического регулирования температу-
ры и влажности воздуха в туннельном сушиле с самостоя-
тельными вонами

гулирования температуры установлен прибор 9 пропорционального
действия.

Особую ценность имеет автоматическое регулирование при экс-
плуатации сушил периодического действия, если требуется по мере
подсыхания сырца изменять режим сушки по определенной темпера-
турной кривой.

В этом случае следует пользоваться прибором для программного
регулирования. Чувствительный элемент в виде термометра сопротив-
ления 1 помещают внутри сушильной камеры (рис. 363). Вне камеры
устанавливают регулятор циклов 2 и основной регулятор 3. Воздейст-
вуя на исполнительный механизм 4, можно регулировать режим изме-
нением температуры или количества воздуха, поступающего в камеру,
соотношения между свежим и рециркулирующим отработанным воз-
духом.
На рис. 364 показана общая схема автоматического регулирования
сушки в противоточных туннельных сушилах с рециркуляцией, разра-
ботанная А. М. Шапиро. Два блока туннельных сушил 1 снабжаются
смесью дымовых газов от подтопков 2 с теплым воздухом из зоны ох-
лаждения туннельных печей, поступающих по воздуховодам 3. Из сме-
сительной камеры 4 два вентилятора 5 нагнетают газы в центральные
каналы 6. Отработанные газы отсасывают из сушил вентиляторами 7.

Рис. 363. Схема автоматического программного регулирования сушки в ка
мерном сушиле

Часть этих газов специальными вентиляторами 8 подают в рецирку-
ляционные каналы 9.

Подтопки работают иа естественном газе и обслуживаются ин-
жекционными горелками. Воздух от печей поступает с мало колеблю-
щейся температурой. Однако для поддержания па постоянном уровне
температуры смеси предусмотрено регулирование температуры подто-
почных газов. С этой целью установлены две термопары 10 и 11 за под-
топками и по одному термометру сопротивления 12 за вентиляторами
5. Термопарами контролируют температуру подтопочных газов при по-
мощи милливольтметра 13, к которому они присоединены через пе-
реключатель 14. Импульсы термометров сопротивления через электрон-
ные уравновешенные мосты 15 поступают в изодромные регуляторы 16.
посылающие ток в электрические исполнительные механизмы 17. уп-
равляющие заслонками на газовых линиях подтопков, регулирующими
давление подаваемого газа, контролируемое электрокоитактным мано-
метром 18. Приборы, обслуживающие подтопки, вынесены на отдель-
ный щит 19.

Кроме постоянной температуры, в центральных каналах сушила 6
поддерживается постоянная подача агента сушки путем автоматиче-
ского регулирования (по импульсу давления перед туннелями) главных
заслонок 20. установленных после вентиляторов 5. С этой целью уста-
новлены гидравлические регуляторы давления 21, посылающие энер-
518

Рис. 364. Схема автоматического регулирования сутки в противоточных туннелях
гию в гидравлические исполнительные механизмы 22, которыми снаб-
жены главные заслонки.

Дистанционному измерению подвергаются температуры и давле-
ния в туннелях. Температуры замеряются в начале каждого туннеля—
у загрузочного конца термометрами сопротивления 23; давления заме-
ряют в начале и конце каждого блока туннелей дистанционными мано-
метрами 24. Импульсы от этих приборов передаются через многопози-

Рис 365. Схема полуавтоматической линии обработки глины с автоматическим регули
рованием работы сушильного барабана

ционные переключатели 25 и 26 автоматическим уравновешенным мос-
том 27 и 28. Кроме того, контролируется влажность газов в начале ре-
циркуляционных каналов, в пунктах 29. Здесь установлены отборные
устройства 30 с психрометрами из двух пар манометрических (газо-
вых) термометров, перепад давления от которых передается дифферен-
циальным самопишущим прибором 31.

Наконец автоматически регулируется количество рециркулирующих
отработанных газов по их температуре. С этой целью у нагнетающих
патрубков рециркуляционных вентиляторов 8 установлены манометры,
посылающие импульсы регуляторам давления индивидуального монта-
жа 21, командующим гидравлическими исполнительными механизмами
32, установленными у заслонок 33. Изменяя положение этих заслонок,
можно увеличить или уменьшить количество рециркуляционных отра-
ботанных газов, избыток которых выбрасывается в атмосферу через
вытяжки 34. Все переключатели и приборы управления сушилами вы-
несены на самостоятельный щит 35.

Описанная схема дистанционного контроля н автоматического ре-
гулирования туннельных сушил может быть полностью использована
и для камерных сушил при наличии рециркуляции отработанных газов.
При отсутствии рециркуляции отпадает надобность лишь в последнем
звене этой схемы.

На рис. 365 приведена схема полуавтоматической линии обработки
глины с автоматическим регулированием работы сушильного бараба-
на. В полуавтоматическую линию включены агрегаты от ящичного по-
давателя до бункеров, устанавливаемых после сушильного барабана.
Все механизмы этой линии сблокированы в направлении противопо-
ложном технологическому процессу. Этим достигается возможность

5

Рис. 3(56. Схема автоматического регулирования работы вращающейся печи

автоматического отключения всех предыдущих механизмов при аварии
какого-либо агрегата и устраняется завал механизмов транспортируе-
мым материалом.

Для управления всеми агрегатами устанавливают центральный
пульт, на который вынесены лампы сигнализации н кнопки управле-
ния. Для контроля работы транспортсров с их ведомыми валами со-
членяются реле скорости. При обрыве или проскальзывании ленты ими
подается соответствующий сигнал. Подачу глины в супгильный бара-
бан контролирует специальное реле /, которое при отсутствии сырья
подает свето-звуковой сигнал. Если подачи глины нет в течение 3 мин.,
то отключается подача газа в топки барабана.

Кроме автоблокировки, в данную систему входит установка по ре-
гулированию температуры в сушильном барабане путем автоматиче-
ского изменения подачи газа к горелкам. Для этого на вращающемся
барабане па расстоянии 2—3 м от горячего конца барабана устанавли-
вают термопару 2. которая через специальный токосъем 3 передает
импульсы па электронный потенциометр. Потенциометр посредством
регулятора 4 и исполнительного механизма 5 управляет дроссельной
заслонкой б на газопроводе к горелкам.

На рисунке представлен щит КИП для двух сушильных барабанов.
На него выносятся приборы измерения температуры и давления в го-
рячем и холодном концах барабана.

Па рис. 366 показана схема автоматического регулирования рабо-
ты вращающейся печи для дегидратации или обжига глины. Вращаю-
щаяся печь / работает противоточпо: горелка 2 установлена с одного
конца, а глина поступает с противоположного конца 3. Отработанные
газы отсасывают через рекуператор 4 и дымососом 5 выбрасывают в
трубу 6. В печи автоматически поддерживают постоянные температуру
и давление (т. е. постоянное количество продуктов горения).

Для регулирования температуры датчиком служит радиационный
пирометр 7, направленный на факел горения в печи. Импульс от пи-
рометра передается электронному потенциометру 8 и пневматическому
а 3 ь " а

Е ° 3 о 2 3
а о ? V 9 Р

 п
5



П в-

9 ? Х<

I

801«

Нохратян
сильфонному регулятору 9. а исполнительным механизмом служит
пневматический диафрагменный вентиль 10, управляющий расходом
газа. Датчиком для регулирования давления в печи служит дифферен-
циальный тягомер 11 поплавкового типа, к которому подведено давле-
ние от выгрузочной камеры. Исполнительным механизмом служит

пневматический сервомотор 12, регулирующий заслонку 13 перед ды-
мососом.

Кроме автоматического регулирования, дистанционно контролиру-
ют состав и температуру отходящих газов, расход топлива, число обо-
ротов печи и работу питателя глины. Электрический газоанализатор 14
соединен с самопишущим уравновешенным мостом 15. К самопишу-
щему милливольтметру 16 подведены провода от пирометра 17 и от
тахометр-геиератора 18. Последний служит датчиком для регистрации
числа оборотов печи, поскольку напряжение, вырабатываемое его гене-
ратором, присоединенным к приводу печи, пропорционально числу
оборотов последней.

Работа питателя глины 19, точнее нагрузка его мотора 20. регист-
рируется самопишущим электроизмерительным прибором 21.

Туннельные печи являются агрегатом непрерывного действия и,
казалось бы, при установившемся тепловом режиме работы не нуждают-
ся в регулировке. Однако в практических условиях температурный и га-
зовый режимы по различным причинам нарушаются. Периодичность
загрузки и выгрузки (проталкивание вагонеток), колебания давления
газа, изменение числа оборотов вентилятора, внешние атмосферные ус-
ловия и другие причины обусловливают изменения температуры и дав-
ления в рабочей полости печи.

Рис. 369. Схема автоматического регулирования паргммндушной смеси

/ — смеси тельная камера: 2 — термометр сопротивления, Л — исполнительный механизм.
4 - синхронный двигатель; 3 — ртутный выключатель, 6 импульсный прерыватель

На рис. 367 показана схема дистанционного контроля и автомати-
ческого регулирования работы туннельной печи, разработанная
Л. М. Шапиро. Печь работает па естественном высококалорийном газе.
Воздух в зону охлаждения подается вентилятором /, часть воздуха отби-
рается в сушильный цех позади зоны обжига (на схеме не показано), ды-
мовые газы отсасываются вентилятором 2. Печь с обоих концов снабже-
на подъемными дверями 3. Вагонетки 4 проталкиваются гидравлическим
толкателем 5.

Температура по длине обжигательного канала контролируется тер-
мопарами 6 во многих точках (по всем зонам) при помощи многоточеч-
ного автоматического потенциометра 7. Однако температурное регулиро
ванне производится по замеру максимальной температуры в зоне обжига.
С этой целью в своде печи установлена специальная платипоподий-пла-
тиновая термопара 5, как это отдельно показано на рис. 368. Импульс от
термопары передается через ртутный прерыватель 9 (см. также рис. 368)
самозаписывающему потенциометру 10.
По команде регулятора приводится в действие электрический испол-
нительный механизм 11, одновременно воздействующий на заслонки 12 и
13 (см. рис. 367) как на линии подачи газа, так и на линии дополни-
тельной подачи воздуха к горелкам.

Давление в печи регулируется по двум точкам: в зоне подогрева и в
зоне охлаждения. Гидравлические струйные регуляторы 14 и 15 получа-
ют импульсы от отбора давления 16 и воздействуют па кривошипные
механизмы гидравлических сервомоторов 17, перемещающих заслонки у
вентиляторов 1 и 2. Кроме того, давление во многих точкак печи дистан-
ционно контролируется вертикальными мембранными тягонапороме-
рами 18.

В описываемой схеме предусмотрена также блокировка подъема и
опускания печных дверей, с работой гидравлического толкателя и про-
движением вагонеток. С этой целью с обеих сторон печи предусмотрены
концевые выключатели 19 и 20, кнопки управления и лампы сигнализа-
ции 21.

При работе туннельной печи на генераторном газе возникает необ-
ходимость регулирования паровоздушной смеси с целью поддержания
равномерного процесса газификации. Показанная на рис. 369 установ-
ка осуществляет автоматическое прерывистое регулирование темпера-
туры смеси путем изменения количества пара, поступающего в смеси-
тельную камеру.
Л А В Л ТРИНАДЦАТАЯ

Методы ускорения процессов

СУШКИ И ОБЖИГА

1. Общие основы

Несмотря на большое разнообразие технических мероприятий, при-
меняемых в промышленности для ускорения процессов сушки и обжига
керамических изделий, их можно свести в несколько групп по общно-
сти принципов. Как при сушке, таки при обжиге керамических изделии
происходит тесное взаимодействие между процессами, протекающими
внутри изделий и во внешней среде. Теоретические основы такого вза
имодействия были изложены в первых двух главах.

При наличии испарения влаги с поверхности сырого изделия
внутри его возникают силы, обусловливающие перемещение влаги к
поверхности испарения. В результате неравномерного распределения
влажности вследствие возникповения усадочных напряжений создается
объемно-напряженное состояние сушимого изделия. Усадочным напря-
жениям противодействуют силы связности, т. е. прочность массы суши-
мого изделия.

Поскольку возможная интенсивность испарения влаги с поверхно-
сти изделия определяется параметрами окружающей среды (темпера-
турой, влагосодержанием и скоростью воздуха), совершенно очевидна
тесная связь между внешней диффузией влаги и внутренней влагопро-
водностью сушимого изделия.

В процессе обжига происходит нагрев изделия за счет тепловос-
приятия из окружающей газовой среды. В результате нагрева в массе
изделия возникают и завершаются фазовые преобразования, придаю-
щие изделию определенные технические свойства. Количественно и ка-
чественно эти преобразования зависят не только от природы сырья, но
и от параметров и характера внешней среды, в которой осуществляется
обжиг изделия.

Наряду с этим, от параметров среды, от интенсивности и равно-
мерности теплового взаимодействия среды и изделия в периоды нагрева
и охлаждения, с одной стороны, и теплофизических свойств изделия,
с другой стороны, зависит величина возникающих внутренних напря-
жений в этом изделии. В данном случае, как и при сушке, образуется
объемно-напряженное состояние, вследствие наличия температурного
перепада. От прочностных свойств материала в различные периоды его
нагрева и охлаждения и от его сопротивляемости возникающим вну-
тренним напряжениям зависит в определенной степени качество конеч-
ной продукции. Процессы сушки и обжига происходят в сушилах и
печах, конструктивные особенности которых определенным образом вли-
яют на условия взаимодействия между сушимым и обжигаемым изде-
лием и средой, в которой протекают эти процессы.

Таким образом, возникает сложная инженерная задача—выбор
и регулирование параметров и характера среды в рациональной кон-
струкции сушил и печей, в таком соо;ветстаин с определенными свой-
ствами изделий, чтобы сушка и обжиг протекали в возможно короткие
сроки, при высоком качестве продукции и необходимой экономичности.

Общий принцип подбора рационального режима сушки заключает-
ся в том, чтобы в период постоянной скорости влагоотдачи интенсив-
ность сушки была бы максимально высокой, при минимальном значе-
нии возникающих напряжений сдвига. Величина этих напряжений, как
было уже выяснено, зависит от градиента влажности: чем больше пе-
репад влажности на единицу толщины изделия, тем больше и величи-
на возникающих напряжений.

С другой стороны, при рациональном режиме внешние условия,
определяющие интенсивность испарения влаги с поверхностей изделия,
должны быть в определенном соответствии с величиной влагопровод-
ности материала.

Как общий вывод можно отметить, что рациональный режим
сушки керамических изделий диктует необходимость снижения критиче-
ской влажности, т. е. удлинения периода постоянной скорости влагоот-
дачи. Поэтому целесообразно применять различные режимы з началь-
ный и последующий периоды сушки. В начальный период, когда
изделие имеет наименьшую прочность и значительную усадку, целесооб-
разно поддерживать понижение температуры при высоких влажностях.
В последующем, по мере понижения влажности массы, сопровождаю-
щегося упрочнением ее и уменьшением усадки, температура и скорость
агента сушки могут быть повышены для увеличения интенсивности вла-
гоотдачи.

Однако режим сушки должен рассматриваться в тесной увязке
с условиями равномерности влагоотдачи в сушиле, отсутствия конден-
сации и другими обстоятельствами, возникающими в конкретных усло-
виях техники сушки.

Общий"принцип подбора рационального режима обжига заключа-
ется в том, чтобы в различные периоды пагрева н охлаждения величи-
на и скорость изменения температуры и характера среды соответство-
вали тем физико-химическим процессам, которые должны возникнуть
н завершиться в керамических изделиях. В связи с этим необходимо
располагать такими техническими мероприятиями, которые давали бы
возможность регулировать величину и скорость подъема и снижения
температур и изменять характер среды. При этом нужно считаться с
тем обстоятельством, что теплофизические характеристики изделий нс
остаются постоянными и зависят от состояния этих изделий при опре-
деленном температурном воздействии на них.

Поддерживая в определенном пределе неизбежный температурный
перепад по сечению изделий, необходимо не только предотвращать воз
никповение разрушающих механических усилий, но и избегать наложе-
ния друг на друга различных процессов — реакций дегидратации, де-
карбонизации, окисления, полиморфных превращений и др., совместное
протекание которых в различных участках изделия может оказать <
рицатсльиое влияние на формирование 'Определенных технических ►
честв.

Мероприятия по ускорению процессов сутки и обжига керами’
ских изделий могут быть сведены в четыре основные группы:

1)	повышение степени равномерности сушки и обжига в сушил
и печах;

2)	повышение тепловой и вентиляционной мощности сушильн
и печных установок;

3)	воздействие на некоторые свойства керамических масс, от
торых зависит отношение изделий к скорости сушки и обжига;

4)	подбор тепловых режимов и технических приемов сушки и
жига в соответствии с особенностями конкретных керамических издел

2. Повышение степени равномерности
СУШКИ И ОБЖИГА

Главное требование, которому должна удовлетворять сушиль:
Камера периодического действия рациональной конструкции, эт(
максимальная равномерность сушки в отдельных ее частях. В идег
ном случае сырец, помещенный в любом сечении сушильной каме
должен подвергаться действию воздуха с одинаковыми параметра
температурой, влажностью и скоростью перемещения.

Степень приближения к указанным условиям характеризует к:
ство конструкции сушил периодического действия. Однако в камер
сушиле любой конструкции в той или иной степени проявляется не]
номерность сушки, зависящая от способа распределения воздуха и
мы его циркуляции в сушильной камере. Влияние свойств сырца м
но в данном случае не принимать во внимание, так как колебания ’
свойств практически не оказывают заметного воздействия на ра:
мерность сушки при нормальных условиях укладки сырца в рабе
пространстве камеры. Неизбежная неравномерность сушки объясн
ся тем, что значения параметров воздуха непрерывно меняются в :
цессе последовательного омывания отдельных участков с издели:
На рис. 370 вверху показано распределение температур (изотерм)
вертикальным сечениям камерного сушила системы Росстромпрос
Эти сечения расположены на различных участках по длине рабо
пространства одной и той же камеры. Как показывают изотермы, на
тый агент сушки, выходящий из боковых каналов, поднимается в,
по бокам камеры и последовательно омывает изделия: внизу темп
тура достигает 70—80°, наверху 60' и меньше при температуре в
водящих каналах 120°.

Охлаждающийся, увлажненный воздух опускается вниз глав
образом по средней части сечения камеры, где н сосредоточива
зона, наиболее отстающая в отношении сушки изделий. Отметим з
же. что характер расположения изотерм в целом различен в трех
казанных сечениях, что может быть объяснено неравномерным
предслением воздуха по длине камеры в сушиле системы Росст
проекта, это обстоятельство является дополнительной причиной не
номерности сушки внутри рабочего пространства камеры в да1
конкретном случае.

Таким образом, при сравнении камерных сушил отдельных т
следует руководствоваться некоторым относительным критерием.
зывающим степень приближения сушила данного типа к идеальной
конструкции с абсолютно равномерной сушкой.

Возвращаясь к р.ис, 370, предположим, что сырец, расположенный
в точке а, понижает свою влажность на % в течение п час, при дан-
ных параметрах омывающего воздуха, а сырец, расположенный в от-

Ркс. 370. Распределение температур в камерном сушиле Росстром-
проекта

стающей точке Ь, за тот же промежуток времени успевает отдать &'2%
влаги. Отношение — определяет степень отставания влагоотдачи в
точке Ь по сравнению с точкой а. Однако соотношение величин влаго-
отдачи только в этих двух точках не может характеризовать обшей
картины неравномерности сушки во всей камере, так как необходимо
учесть пространственную протяженность зон, для которых характерны
показатели точек а и Ь. Так, сравнительно небольшой отстающий уча-
сток, имея малый удельный вес в производительности всей камеры, мо-
жет исказить оценку сушила с точки зрения равномерности сушки,
если взять изолированно отношение показателей для отдельных точек.

Проследив в течение определенного промежутка времени за вла-
гоотдачей некоторого количества образцов, расположенных в различ-
ных частях.сушильной камеры как в вертикальном, так и в горизон-
тальном направлениях, можно достаточно точно выявить картину суш-
ки. Пусть наблюдаемые в различных точках потери (в %) веса образ-
цов оказались равными о>2, с>3,	, причем потери соот-
ветствовали количеству образцов гп}, т2, т3, .... /пя1, тп в этих точках.

Для общей характеристики ряда определим среднеарифметическое
значение потери веса:

о>1 т, + ечш» + а,3»а4-- -ги)я_, т__.+& т Е? шт
ш = -------------------------— -5-!----2 ?	.

М1 + т»+т,Н---+ т„	Е" т

Однако среднеарифметическое значение, которым часто пользуют-
ся для характеристики ряда, по существу ничего не говорит о рассеян-
ности отдельных значений, об их взаимных колебаниях. Так, например,
два совершенно различных по «пестроте» ряда 3, 4, 5, б, 7 и 1, 8, 3, 12, 1
имеют одно и то же среднеарифметическое значение 5. Степень рас-
сеянности отдельных значений можно охарактеризовать величиной, на-
зываемой среднеквадратичным отклонением:

3 — — Г	т ’

Г	2л । /и

показывающей, насколько в среднем отдельные члены рассматривае-
мого ряда отличаются от их среднеарифметического.

Значением « , условно называемым степенью неравномерности
сушки, можно руководствоваться при сравнительной оценке сушил. Для
идеальной сушильной камеры в-1.

Необходимо оговориться, что описанный метод оценки сушил не
претендует на абсолютную точность. Он является лишь попыткой в
этом направлении, давшей ценные практические результаты.

Равномерность сушки в отдельных частях сушильной камеры име-
ет первостепенное значение. Чем меньше неравномерность сушки, тем
меньше прибавочное время, требуемое для сушки данного сырца, по
сравнению со сроками сушки, определяемыми лабораторным путем, с
точки зрения интенсивности влагоотдачи, допустимой дЛя данного из-
делия при соответствующем режиме. Прежде всего лабораторный ре-
жим (понимая под этим термином температуру, влажность и скорость
воздуха в сушиле в определенный отрезок времени), поскольку он мо-
жет быть воспроизведен в практических условиях, будет тем более
однообразным в различных частях камеры, чем меньше коэффициент
неравномерности сушки для данной камеры. Это условие и определяет
степень возможного приближения производственного режима сушки к
лабораторному.

Равномерность сушки является, кроме того, весьма важным фак-
тором, влияющим на качество продукции в связи с поведением изде-
лий при следующем за сушкой переделе технологического процесса —
обжига. К сожалению, это не всегда принимается во внимание.

В большинстве современных конструкций сушил периодического
действия подвод и отвод агента сушки осуществляются распредслеппо
по всей длине камеры. Неравномерный выход воздуха (или газов) из
распределительных каналов и отбор его через отводящие каналы вну-
три, сушильпых камер является очень часто основной причиной нерав-
номерной влагоотдачи изделий. Поэтому тщательная регулировка рас-
пределения щелей или отверстий по длине каналов совершенно необхо-
дима для снижения коэффициента неравномерности сушки.

Во многих сушилах предусмотрена внутрикамерная циркуляция
агента сушки как средство выравнивания его параметров. К сожалению,
это мероприятие недооценивается некоторыми производственниками и
инжекционная система часто находится в запущенном состоянии.
В камерном сушиле Росстромпроекта, получившем распростране
нение в промышленности строительной керамики, агент сушки необхо-
димо подавать в сушильную камеру струями через узкие щели или
круглые отверстия "в перекрытиях каналов с возможно большей ско-
ростью с тем, чтобы создать инжектирование этими струями отрабо-

тайных влажных газов, покидающих камеру, как это показано стрел-
ками на рис. 371. На том же рисунке справа приводится построение в

/-^/-диаграмме процесса указанного

практическим замерам температур.

а,-го—
—

Рис 371. Определение кратности циркуляции агента
СУШКИ

инжектирования, построенного по
Температура газов в подводящих
каналах (точка А) равна

135°, влагосодержание
17 г/кг.

При подаче газов в су
шильную камеру через
щели больших размеров,
т. е. с малой выходной
скоростью, агент сушки
достигает нижнего ряда
изделий почти с теми же
температурами, которые
были отмечены выше,
обусловливая резкую
сушку этих изделий по
сравнению с вышераспо-
ложенными. Между тем
при выходе агента сушки
из отверстий или щелей и

перекрытии подводящих каналов со скоростью около 3,5 м/сек удава-
лось создать значительно более благоприятные условия сушки для
изделий нижнего ряда.

Как показано на /-«/-диаграмме, параметры агента сушки, опре
деляемые точкой В, теперь равны /=76° и «/“24 г/кг.

Пользуясь данными, приведенными на рис. 371, легко определить,
что на каждый килограмм свежего агента сушки, поступающего в ка-
меру из канала А, подсасывается путем инжектирования значительное
количество отработанных газов, а именно: п=АБ : ВБ=3,5 кг/кг.

Этот пример показывает, какое лажное значение для повышения
равномерности сушки имеет правильное использование эжектирующнх
устройств в камерах периодического действия.

Нужно особо подчеркнуть, что степень неравномерности сушки за-
висит не только от конструкции сушила, но и от режима сушки. Одним
из наиболее-широко применяемых путей ускорения сушки является путь
снижения коэффициента неравномерности применением рациональных
режимов. Так, например, в сушиле системы Росстромпроекта равно-
мерность влагоотдачи резко повышается при сушке с большими объе
мами воздуха с пониженной температурой, о чем свидетельствует рас-
пределение температур по сечениям камеры, показанное на рис. 370
внизу, В данном случае, по сравнению с тем, к которому относятся
изотермы вверху этого же рисунка, срок сушки сокращен в 2,3 раза
при снижении температуры на 20°; следовательно, резко увеличено ко
личество подаваемого в сушило воздуха в единицу времени. В резуль-
тате этого максимальная разность температур по сечению камеры со-
ставляет всего лишь 13 вместо 25е при длительном сроке сушки с по-
вышенной температурой воздуха.

В применении к сушилам непрерывного действия степень неравно-
мерности сушки имеет более ограниченное значение, чем в примене-
нии к сушилам периодического действия, где этой величиной можно
охарактеризовать условия сушки по всей камере в целом.

В главе третьей было указано, что по принципу работы в сушилах

непрерывного действия условия сушки в разных зонах различны, т. с.
то. что является отрицательным признаком в сушилах периодического
действия, здесь является принципиальной особенностью. Следовательно,
в сушилах непрерывного действия равномерность сушки должна быть

достигнута только в пределах
определенных сечении отдель-
ных зон, и только в пределах
этих сечений и можно приме
пять понятие «степень неравно-
мерности». Если, например,
речь идет о противоточном тун-
нельном сушиле с горизонталь-
ным движением воздуха, то
степень неравномерности суш-
ки может характеризовать
только отставание низа от вер-
ха или правой стороны от левой
в поперечном сечении туннеля.

Однако в сушилах непре-
рывного действия возникают
специфические условия, от
которых в значительной мере
зависит длительность сушки.
Эти условия определяются па-
раметрами агента сушки, с ко-

рне. 372. Размеры поперечного сече
ния чпытного туннели

торыми он поступает в туннель,
и схемой движения его по всей длине туцнеля.

Наибольшее распространение в керамической промышленности по-
лучили простые противоточные туннельные сушила. Очень часто о
равномерности сушки по высоте туннеля судят по конечным результа-
там влагоотдачи изделий, расположенных на различных уровнях, упу-
ская из вида промежуточные стадии сушки. Между тем большое прак-
тическое значение неравномерность сушки имеет не только в конце

всего процесса, по и по отдельным его стадиям.

Наибольшее значение этот фактор приобретает при сушке крупных
керамических изделий, таких как санитарный фаянс, канализационные
трубы и т. п. В этом случае возникает большой перепад влажности в
пределах одного изделия и, как следствие, развитие усадочных напря-
жений и треск изделий. Задача подбора рационального режима в тун-
нельных сушилах заключается в том, чтобы максимально сблизить пучок
кривых влагоотдачи, относящихся к различным уровням по высоте по-
перечного сечения туннеля. В этом отношении решающее значение имеет
температура агента сушки, поступающего в сушило, при данной скоро-
сти его в живом сечении туннеля.

Для определения влияния этой температуры были проведены ис-
пытания опытного туннеля с размерами поперечного сечения, показан-
ными на рис. 372. Туннель имел строительную длину 34 м, рабочую дли-
ну (заполненную вагонетками) 31 м. При постоянном качестве сырца
(стандартного полнотелого строительного кирпича) и постоянном сро-
ке сушки (38 час.) сушка велась воздухом с начальной температу-
рой около 70, 90 и 100°.
Рис. 373. Кривые влагоотдачи и зоны конденсации в опытном туннеле
/ — середина. 2 — ни»; 2 — мри
В табл. 71 приведены тепловые условия, при которых велись ис-
пытания туннеля и некоторые результирующие показатели.

На рис. 373 показаны кривые потери веса сушимых изделий по всей
длине туннеля для верхнего, среднего и нижнего рядов сырца на ваго-
нетках. На том же рисунке внизу показаны зоны конденсации влаги
воздуха на холодных изделиях в загрузочном конце туннеля в зависи
мости от начальной температуры агента сушки. В клетку заштрихова-
на зона конденсации, одинарной штриховкой показана зона последую-
щего испарения выпавшего конденсата, без штриховки оставлена та
часть туннеля, в которой происходила убыль начального веса загру-
женного сырца, т. е. фактическая его сушка.

Анализ результатов испытании приводит к следующим основным
выводам. Равномерность влагоотдачи по высоте туннеля значительно
возрастает с повышением скорости движения воздуха, что имеет место
при данном сроке сушки, с понижением начальной температуры его
(см. графы 9 и 10 табл. 71). В связи с этим совершенно очевидно, что
с сокращением срока сушки изделий при прочих равных условиях
равномерность влагоотдачи должна возрасти в связи с увеличением
скорости движения воздуха.

Таблица 71
Результаты испытаний противоточного туннеля

Если учесть, что дефектом испытывавшегося туннеля является из-
лишне большое расстояние между верхним рядом сырца и перекрыти-
ем туннеля (160 мм) и огромное подвагонеточное пространство
(470 лл), то нужно считать, что при начальной температуре воздуха
70—80° будет иметь место удовлетворительная равномерность сушки
при размерах поперечного сечения туннеля 1,1 X 1,7 л. При этом ско-
рость воздуха, отнесенная к полному сечению туннеля, возрастет с
0,54 до 0,635 м/сек.

Второй задачей испытаний являлось определение рациональной
длины туннеля.

Обозначим:

— часовая производительность сушильной установки в т или шт.;

Ч — емкость туннеля на 1 лог. м длины в тех же единицах, что и
часовая производительность;

/. — общая длина в м всех туннелей, потребных для данной произ-
водительности установки;
I — длина одного туннеля в ж;

п число туннелей;

г — длительность сушки в час.

Существует совершенно очевидная зависимость ()=— , .или. заме-
г

пяя Д через п1, <$=	п1.

При данном поперечном сечении туннеля и заданном сроке сушки
отношение — есть величина постоянная. Обозначив это отношение че-
2

рез В, получим О = Вп1.

Следовательно, при данной производительности установки можно
изменять число туннелей или их длину.

Однако следует ожидать, что длина туннеля ограничивается на-
чальной температурой воздуха, поступающего в сушило, при условии
недопустимости конденсации влаги в пределах туннеля. Это предполо-
жение вполне оправдывается результатами испытаний. На рис. 373
зона конденсации при данной длине туннеля совершенно исчезает толь-
ко при начальной температуре воздуха /=70°, увеличиваясь с повыше-
нием этой температуры. Это обстоятельство объясняется тем, что с по-
вышением температуры резко повышается влагопоглощающая способ-
ность воздуха и поэтому рано наступает состояние полного насыщения.

Так как конденсация влаги в туннеле сокращает фактический срок
сушки сырца и, кроме того, вызывает явление набухания глины, с по-
вышением температуры воздуха наблюдалось резкое увеличение брака
на нижних рядах вагонеток. Судя по рис. 373, при данных условиях дли-
на туннеля в его рабочей части не должна превышать 30—32 л при на-
чальной температуре воздуха 70°. Таким образом, понижение темпера-
туры одновременно увеличивает равномерность сушки по высоте тунне-
ля и уменьшает зону конденсации в пределах сушила

Приведенные результаты испытаний освещают лишь качественную
сторону вопроса. С увеличением расхода агента сушки в соответствии
с производительностью туннеля начальная температура может быть по
вышена без опасения конденсации в загрузочном конце. Поэтому при
современных скоростных методах сушки, когда скорость воздуха до-
стигает 3 .н/сек и больше, начальная температура доводится до 100 —
ПО’.

Максимальная равномерность сушки по высоте туннельных сушил
имеет особо большое значение, когда конфигурация самих изделий вно-
сит дополнительно усложняющие условия для их сушки. Это относится,
например, к сушке керамических канализационных труб, имеющих зна-
чительную длину и переход от тонкого ствола к .раструбу, в несколько
раз более толстому, чем ствол. При размещении таких труб в сушиль-
ном туннеле в вертикальном положении, тем более при монорельсовом
транспорте, когда под потолком туннеля неизбежно остается свободное
пространство, нужно принимать ряд мер для выравнивания температур
по высоте сушила. Кроме снижения начальной температуры агента
сушки, нужно использовать рециркуляцию отработанного воздуха и
искусственную поперечную циркуляцию в самом туннеле. В результате
этих мероприятий можно одновременно максимально выравнить суш-
ку по высоте туннеля и сократить срок сушки без ущерба для качества
изделий.

Следует отметить, что рециркуляция отработанного воздуха явля-
ется мощным средством для выравнивания сушки как в камерных, так
и в туннельных сушилах различных типов, вследствие увеличения
удельного расхода агента сушки, или, что то же, скорости его в попе-
речном и продольном сечении сушила.

В тех случаях, когда сушка изделий ведется дымовыми газами, со-
вершенно необходимо как с точки зрения технологической, так и эко-
номической использование печных отработанных газов, имеющих все-
гда повышенное влагосодержание по сравнению с газами от специаль-
ных топок для сушил. Повышенное влагосодержание газов, так же как
и при рециркуляции, обусловливает повышенный удельный расход
агента сушки и тем самым увеличивает его скорость в сушильной каме-
ре или туннеле.

При сушке строительного кирпича и керамических блоков исполь-
зование отходящих газов печей даст возможность повысить скорость
агента сушки в туннельных сушилах при прочих равных условиях в
1.5—2 раза и довести ее до 2—2,5 м/сек по живому сечению туннеля.
При рециркуляции отработанных газов эта скорость может быть дове-
дена до 3—4 м/сек.

В керамической промышленности получил распространение метод
скоростной сушки РОСНИИМСа, разработанный сотрудниками этого
института Г. Ф. Симиным и Т. И. Поляковой в содружестве с передо-
выми заводами. Особенностью этого метода является сушка большими
объемами газов, подаваемыми в сушило в постоянном количестве и с
постоянной температурой на протяжении всего процесса сушки При-
менением этого принципа достигается увеличение равномерности влаго-
отдачи и улучшение условий сушки по причинам, изложенным выше.

В камерных сушилах с подводом газов по внутренним каналам
обычно трудно бывает достичь равномерного распределения газов при
различных их количествах, подаваемых в различные периоды сушки.
При подаче же газов в постоянном количестве распределение их по
внутренним каналам ориентируется на постоянный расход агента
сушки.

{Рассмотрим теперь некоторые условия ускорения обжига в обжи-
гательных печах.

Интенсивность работы обжигательных печей принято характеризо-
вать скоростью огня или съемом готовой продукции с 1 м3 объема об-
жигательного канала. Съем готовой продукции принято относить в
штуках или тоннах изделий к 1 л* объема печного обжигательного ка-
нала в течение условного месяца (30 суток).

В соответствии с принципиальной схемой работы туннельной печи,
в которой перемещаются вагонетки, при неподвижном положении ог-
ня термин «скорость огня» следует заменить термином «скорость про-
движения вагонеток» (в метрах в сутки). В заводской практике обычно
интенсивность работы туннельной печи определяют промежутком вре-
мени между двумя очередными толканиями вагонеток.

Примем следующие обозначения:

5 — площадь поперечного сечения обжигательного канала пе-
чи в л*®;

Ь — строительная длина обжигательного канала печи по сред-
ней линии в л;

рабочая длина обжигательного канала печи, занятая сад-
кой, в м;

6М месячная производительность печи в т готовой продукции;
г — длительность теплового цикла обжига в час.;

2,—длительность оборота печи (включая садку и выгрузку)
в час.;

V — скорость огня в м/сутки\
А — плотность садки в т/ж’;

д— месячный съем с 1 л’ объема печного канала в т/м3.

Можно установить следующие соотношения
Длительность теплового цикла обжига равна

г = 24 —р час.	(223)

Длительность оборота печи 2]=24 - час.
о

Производительность печи в месяц

6М = 30 Еки т.

Скорость огня	м/сутки.

30/- к

Из равенства (223) определяем

24 Еп	241.	1ппл\

V = —-е. или о = — .	(224)

г	?1

Месячный съем с 1 л3 объема обжигательного канала печи равен

Кроме того, принимая во внимание, что 6ц-30кЕи,

,<7и = 30уГ,’ж3,	(225)

24Л

или, подставляя значение 9= — , получим

<7М — 720—.	(225а)

г>

Полученные зависимости показывают теоретические пути повыше-
ния производительности печей.

В практических условиях следует учитывать ряд обстоятельств,
влияющих на взаимозависимость отдельных показателей.

В печах, как и в сушилах, существует значительная перавномер
ность протекания тепловых процессов, создающая прибавочное время,
удлиняющее общий срок обжига по сравнению с лабораторным. В
кольцевых и туннельных печах температурная кривая, определяющая
режим обжига, обычно относится к одной точке температурного поля
в поперечном сечении печи.

Большое значение для оценки срока обжига имеет сопоставление
температурных кривых в различных точках одного н того же сечения.
Вообще говоря, неравномерность температур может наблюдаться как
по ширине, так и по высоте печей, однако целесообразо оценивать сте-
пень неравномерности температурного поля по перепаду температур
по высоте печного канала.

На рис. 374 приведены температурные кривые, из которых одна от-
носится к точке на поду печи, вторая — к точке под сводом печи, при-
чем обе эти точки расположены по вертикальной оси симметрии печ-
ного канала. Как показывают кривые, подъем и снижение температур
на поду печи отстают от соответствующих температур под сводом, при-
чем степень отставания различна в различные периоды времени. Так.
например, на 14-м часу от начала процесса перепад температур со-
ставляет почти 300°, в то время как на 18-м часу он снижается до 150’.
На том же рисунке показана диаграмма температурных перепадов
по высоте обжигательного канала. Максимальный перепад в период
подогрева и обжига достигает почти 300° (точка а), в период охлаж-
дения 150° (точка б). Эти максимальные перепады и характеризуют
работу печей в отношении равномерности протекания тепловых про-
цессов.

Как видно из приведенных значений, минимальные температурные
перепады наступают при достижении максимальной температуры об-

Рис 374. Температурные кривые в печи

I — верх; 2 — низ. 3—^1

жига (точка в), если не учитывать начальную стадию процесса подо-
грева.

Очень часто при максимальной температуре обжига изделий тем-
пературный перепад почти полностью исчезает, и эго создает непра-
вильное представление о работе печи в целом в отношении равномер
нос.ти тепловых процессов.

На рис. 375 наверху показано распределение максимальных тем-
ператур, измеренное пироскопами по длине и высоте печной вагонетки
при утельном обжиге облицовочных плиток. Температурный перепад
нигде не превышает 20’. Между тем водопоглощение обожженных пла-
ток (нижняя часть рис. 375) колеблется от 12,1 до 15,4%. Это указы-
вает па имевшие место различия в условиях их обжига в различных
частях печного сечения. Это различие в свою очередь является резуль-
татом высокого значения коэффициента температурной неравномерно-
сти в зоне подогрева.

Практика показывает, что величина температурных перепадов по
высоте печи во всех ее зонах зависит главным образом от высоты по-
перечного сечения печного канала и условий теплообмена, обусловлен-
ных секундным количеством протекающих газов и газообменом с окру-
жающей средой. При прочих равных условиях с увеличением высоты
печи обычно возрастает и неравномерность обжига; с увеличением се-
кундного количества газов неравномерность обжига уменьшается.
Главное влияние на величину температурного перепада по высоте
обжигательных лечен оказывает газообмен с окружающей средой.

В туннельных печах газообмен с окружающей средой происходит
через неплотности подовой системы. Даже в тех туннельных печах, где
топливо засыпается через трубочки, расположенные в своде, неплот-
ности этих трубочек не могут служить источником заметного газообме-
на. так как зона огня сравнительно с общей длиной печи имеет неболь-
шую протяженность и расположена стационарно на участке минималь-

но	750

1250	1230

Передний шореи.

1250	.750 750

1200 1230 1230

1180	1200

1210

1200	1200

1200	1200

Задний торец

1й.З

'5,2

12.8

14.0

/4 4

(40

Рис. 375, Распределение температур при обжиге фаянсовых плиток и влагопогло-
щенне их



'45

ных положительных и отрицательных давлений по обе стороны от зоны
нулевого давления.

Поэтому во всех туннельных печах, при всех режимах обжига тем-
пература под сводом превышает температуру на поду, т. е. огонь всегда
«идет верхом».

Общеизвестно, что огромная разность температур в зоне подогрева
туннельных печей очень осложняет их эксплуатацию. На рис. 376 пока-
заны температурные кривые, заснятые по верху (3) и низу (2) обжига-
тельного канала двух работающих в промышленности печей. На
рис. 376, а кривые относятся к печи, в которой обжигаются керамические
сс.мищелевые камни. Здесь максимальный температурный перепад в зоне
подогрева достигает 350°, в то время как в зоне обжига и охлаждения
перепад не превышает 20—403. Как показывает кривая аэродинамиче-
ского давления (/) в обжигательном канале, зоны обжига и охлаждения
находятся под положительным и нулевым давлением, в то время как
в зоне подогрева отрицательное давление, обусловливающее значитель-
ные подсосы холодного воздуха, достигает 5—6 .ил вод. ст.
На рис. 376, б «низу приведены кривые, относящиеся к печи, об-
жигающей крупные изделия санитарного фаянса.

Кроме наличия подсосов холодного воздуха, причиной появления
большого температурного перепада по высоте печи в зоне подогрева
является поглощение футеровкой вагонеток значительного количества

тепла. Как показывают тепловые балансы заводских испытаний рас-
ход тепла на подогрев футеровки вагонеток при обжиге кирпича и ке-
рамических камней составляет 15—18% от расхода тепла на досушку
и обжиг изделий, расположенных на этих вагонетках.

Поглощение тепла футеровкой вагонеток становится главной при-
чиной отставания температуры внизу печного канала при обжиге та-
ких изделий, как крупноразмерные изделия санитарного фаянса, когда
вес футеровки и керамического припаса превосходит в 10—12 раз вес
самих изделий.

Это обстоятельство наглядно демонстрируется кривыми, показанны-
ми на рис. 376, б (внизу). Хотя большая часть печи находится под по-
ложительным давлением и разрежение в зоне подогрева не превышает
0,6 мм вод. ст., температурный перепад в этой зоне доходит до 400-
450°. Для уменьшения температурного перепада в зоне подогрева в
некоторых туннельных печах устанавливают циркуляционные вентиля-
торы, получая при этом положительные результаты. Однако это ме-
роприятие усложняет эксплуатацию печей и не является мерой борьбы
с причинами, порождающими температурный перепад. Для уменьше-
ния тепло- и газообмена через подовую систему нужно прежде всего
совершенствовать конструкции самих вагонеток и их футеровки.

Для уменьшения перепада температур по высоте печи необходи-
мо вводить в футеровку вагонеток термоизоляционные материалы с
целью уменьшения количества тепла, поглощаемого футеровкой. Кро-
ме того, целесообразно применять вагонетки с развитым (канализо-
ванным) подом. В этом случае облегчается подогрев нижней части сад-
кн изделий, обычно отстающей от верха по указанным уже причинам.

Как было показано выше, при данном состоянии печи в отношении
неплотностей величина газообмена с окружающей средой зависит ис-
ключительно от аэродинамического сопротивления салки изделий.

Экспериментальные данные и результаты расчеюв дают возмож-
ность наметить некоторые общие основы рациональной садки любых
изделий в обжигательных печах.

Расценивая садку в отношении ее аэродинамического сопротивле-
ния, следует иметь в виду и условия теплопередачи, поскольку в не-
которых случаях частные требования, предъявляемые к рациональной
конструкции садки этими двумя факторами, могут оказаться неодина-
ковыми и даже противоположными. Так, например, если расценивать
садку только по такому признаку, как живое сечение, то увеличение
живого сечения при прочих равных условиях всегда снижает се аэро
динамическое сопротивление, поскольку уменьшается скорость газов
при данном их расходе.

Однако снижение скорости газов уменьшает коэффициент теплоле-
рехода путем конвекции. Так, например, при разрежении в кольцевой
печи садки нормального кирпича с 285 до 190 шт/м’ коэффициент те-
плоперехода конвекцией снижается на 26%; в то же время коэффици-
ент теплоперехода лучеиспусканием возрастает на 10% вследствие уве-
личения толщины газового потока в канальчиках, образующихся между
кирпичными лентами в теле садки. Тем не менее разреженно садки
практически целесообразно потому, что это мероприятие резко увели-
чивает производительность печи, так как при этом возрастает секундное
количество воздуха и газов, протекающих через садку, и скорость их
увеличивается в значительно большей степени, чем возрастает живое
сечение при разрежении садки.

Одно и то же живое сечение может быть получено у двух принци-
пиально различных типов садкн; в одном случае — с большим количе-
ством каналов, имеющих малый приведенный диаметр, в другом слу-
чае— с меньшим количеством более крупных каналов. Второй тип сад-
ки всегда будет более рациональным, чем первый, при одном и том же
секундном расходе газов: садка с каналами крупных размеров будет
иметь и меныпее аэродинамическое сопротивление и более высокий об-
щий коэффициент теплопередачи, чем садка с мелкими каналами.

Практическое значение снижения аэродинамического сопротнвле
кия салки в конечном итоге заключается в том, чтобы не только сни-
зить расход электроэнергии на преодоление этого сопротивления (в
этом отношении сопротивление садки всегда остается незначительным
по сравнению с общим сопротивлением печной системы), но уменьшить
газообмен с окружающей средой, отнесенный к единице выпускаемой
продукции, и этим путем повысить производительность печи, снизить
удельные расходы топлива и электроэнергии. Исходя из этого, нельзя
расценивать различные типы садки простым сопостазлением их коэф-
фициентов аэродинамического сопротивления'без учета живого сечения
и плотности садки.

Коэффициенты, которые получались в главе шестой путем расчета
или экспериментирования, по своему физическому смыслу выражают
аэродинамическое сопротивление садки при скорости газов в се живом
сечении, равной 1 м/сек. Однако при данном секундном количестве га-
зов скорость их будет различной в зависимости от живого сечения сад-
ки; следовательно, могут быть различными и аэродинамические сопро-
тивления при одном п том же значении коэффициентов.

Таким образом, при сравнительной оценке различных типов садки
следует пользоваться Не фактическими коэффициентами, получаемыми
экспериментально или расчетным путем, а приведенными коэффициен-
тами, учитывающими живое сечение каждой садки, подсчитываемыми
по равенству

У") ,	(226)

•С /
где а„р — приведенный коэффициент аэродинамического сопротивле-
ния садки;

ог—фактический коэффициент аэродинамического сопротивления
садки при скорости газов в живом сечении садки, равной
1 нм/сек-,

— живое сечение садки в %.

Приведенный коэффициент аэродинамического сопротивления име-
ет определенный физический смысл: это сопротивление 1 пог. м садки
при 0°, когда скорость газов в полном сечении обжигательного кана-
ла печи (а не в живом сечении самой садки) равна 1 нм/сек.

Идя дальше по пути изыскания наиболее объективного мерила
аэродинамических качеств садки, следует еще учесть ее плотность. При-
мем условно за нормальную плотность садки 200 шт. стандартных
кирпичей на 1 лР объема обжигательного канала печи и введем поня-
тие «^приведенный коэффициент аэродинамического сопротивления сад-
ки при нормальной плотности», равный

Полученный таким образом показатель—приведенный коэффици-
ент аэродинамического сопротивления садки при нормальной плотно-
сти. который для краткости может быть назван аэродинамическим чи-
слом садки, — учитывает все факторы, влияющие на газообмен печи, в
зависимости от садки изделий.

Рекомендуемый нами показатель по своему характеру может слу-
жить не для каких-либо расчетных целей, а лишь для объективного со-
поставления различных типов садки. Однако можно утверждать, что
чем меньше этот показатель, тем меньше при прочих равных условиях
удельные расходы электроэнергии и топлива на обжиг и тем выше про-
изводительность печи.

Показатели аэродинамических качеств садки, о которых выше шла
речь, с некоторыми уточнениями полностью применимы к туннельным
печам. На работу7 туннельной печи существенно влияет не только каче-
ство самой садки, как таковой, но и вредные зазоры между садкой и
ограждающими поверхностями обжигательного канала лечи, по кото-
рым протекает обычно огромное количество газов и воздуха, достигаю-
щее в некоторых случаях 70% от общего количества газов, протекаю-
щих через поперечное сечение печи. Это обстоятельство необходимо
иметь в виду при сравнительной оценке живого сечения самой садки
изделий и, пользуясь формулами (226) и (227), не учитывать площади
боковых и верхних зазоров. Однако при оценке аэродинамических ка-
честв садки того или иного

Рис. 377. Схемы уравновешенных аэроди-
намических систем в туннельных печах

типа наличие этих зазоров
должно быть учтено все-
сторонне. В теле садки
должны быть предусмотре-
ны свободные сечения, мак-
симально компенсирующие
.вредное влияние открытых
пространств вокруг нее.

В туннельных печах це-
лесообразно ввести еще
один показатель:

сечений в результате усадки изделий. Для

где —'площадь боковых
и подсводовых за-
зоров в и2;

— площадь живого
сечения садки
в м2.

В нормально работаю-
щей печи этот коэффициент
не должен превышать 0.5
без учета увеличения живых
достижения максимального

значения коэффициента необходимо еще при строительстве туннелей пе-
чи добиваться правильного ведения кладки обжигательного канала и
правильной укладки рельсовых путей. В действующих печах этот коэф-
фициент следует снижать. Для этого прежде всего необходимо содер-
жать в хорошем состоянии футеровку вагонеток, так как увеличение
живого сечения самой садки практически ограничивается условиями ее
устойчивости и необходимостью уплотнения ее в верхней части вагонеток
для борьбы с температурным перепадом по высоте обжигательного
канала.

Мероприятием, коренным образом решающим вопрос о резком
уменьшении газообмена через подовую систему туннельной печи (ко-
нечно, при надлежащем состоянии вагонеток), является создание урав
повешенного аэродинамического состояния в обжигательном канале и
в подватонеточном пространстве. Для этого необходимо в закрытом
пространстве под печными вагонетками осуществить вентиляцию по
схеме, соответствующей схеме подачи воздуха и отсоса дымовых газов
в самой печи. Пусть, например, печь обслуживается одним нагнетаю
щим вентилятором в зоне остывания и одним отсасывающим венти-
лятором в зоне подготовки, с распределением давлений по длине об-
жигаемого канала, показанным на рис. 377, а сплошной линией. Справа
от нулевой линии максимальное положительное давление в печи опре-
деляется величиной перепада (+ Д Н мм вод. ст.); слева от нулевой ли-
нии максимальное давление определяется величиной перепада
(— Д// .мм вод. ст.). Эти перепады давлений будут определять газо-
обмен через подовую систему при данном ее состоянии, еслн в подваго-
неточном пространстве господствует атмосферное давление. Если же
осуществить приточно-вытяжную вентиляцию в закрытом простран-
стве под вагонетками с распределением давлений, показанным на том
же рисунке пунктирной линией, то перепад давлений по обе стороны
от пода вагонеток можно резко сократить (+Д/7' и —ДАТ) и даже
свести к нулю, когда полностью совпадут сплошная и пунктирная ли-
нии распределения давлении. В этом идеальном случае газообмен че-
рез подовую систему полностью прекратится.

Частичное или полное уравновешивание аэродинамических сопро-
тивлений в печи и в подвагонеточном пространстве моокет быть прак-
тически осуществлено по различным схемам. На рис. 377, б показа-н
случай, когда одни и те же вентиляторы (нагнетающий и отсасываю-
щий) обслуживают одновременно и обжигательный канал печи и под-
вагонеточное пространство. На рис. 377, в показана схема раздельной
установки вентиляторов. Для регулирования давления под вагонет-
ками здесь создают местные сопротивления в виде шарнирных перего-
родок, отклоняющихся в сторону при передвижении поезда, либо не-
подвижных перегородок, не мешающих этому передвижению. Вполне
осуществимо автоматическое изменение величины этих местных сопро-
тивлений в зависимости от аэродинамического режима работы печи.

На рис. 377, г показана схема смешанной установки вентиляторов.
Здесь по всей длине туннельной печи имеется подвагонеточный смотро-
вой капал, который разбит на три отсека двумя металлическими двер-
цами. Дверцы укреплены шарнирно и вагонетки при продвижении от-
клоняют их в сторону и свободно проходят над ними. Каждая дверь
снабжена заслонкой для регулирования перепада давления. Со сто-
роны зоны остывания в первый отсек подается воздух тем же нагне-
тающим вентилятором, который обслуживает обжигательный канал пе-
чи. В противоположном конце воздух отсасывают самостоятельным вен-
тилятором, подающим этот воздух в сушильный цех.

Следует отметить, что искусственная вентиляция подвагонеточ-
ного пространства, кроме уменьшения газообмена, способствует ох-
лаждению металлических частей и подшипников вагонеток, улучшая
условия их эксплуатации.

В различных отраслях керамической промышленности СССР име-
ется ряд туннельных печей с уравновешенной системой вентиляции. Од-
нако не во всех случаях это средство достаточно хорошо используется,
так как не уделяется внимания регулированию системы, и подвагоне-
точная вентиляция в таких условиях иногда не только не приносит
пользы, .но даже ухудшает работу печи. Примером может служить схе-
ма вентиляции, показанная на рис. 378, осуществленная на одном из
заводов по производству санитарного фаянса. Воздух в подвагонеточ-
ное пространство подают тремя центробежными вентиляторами на раз-
личных позициях, отсасывают одним вентилятором. Большая часть
обжигательного канала печи находится под положительным давлением
я только на первых десяти позициях вагонеток давление отрицатель-
ное. Положительное давление в подвагонеточном пространстве закан-
чивается на 17-й позиции, вследствие чего отрицательное давление гос-
подствует на большем протяжении, чем ъ самой печи. В результате
этого положительное влияние уравновешивающей системы сказывает-
ся (и то не полностью) на участке от 17-й до 50-й позиции. На участке
же от 10-й до 17-й позиции работа печи ухудшается тем, что перепад
давления возрастает по сравнению с вариантом, при котором отсут-
ствует подвагонеточная вентиляция. Искусственное увеличение этого
перепада показано вертикальной штриховкой.

При правильной регулировке диаграмма аэродинамических дав-
лений в подвагонеточном пространстве должна была бы иметь вид. по-
казанный пунктирной линией. Ее особенностью является минимальный
перепад давлений (положительных и отрицательных) между печным
и подвагонеточным пространством. При таком соотношении будут не-
значительны подсосы холодного воздуха в печь и выбивание горячих
газов и воздуха из печи в подвагонеточиое пространство.

Рис. 378. Пример неправильного использования схемы уравновешенной
аэродинамической системы

С этой целью следовало бы увеличить давление под вагонетками, а
место отсоса воздуха перенести ближе к загрузочному концу туннеля.
Увеличить давление под вагонетками можно двумя средствами: либо
увеличением количества нагнетаемого воздуха, либо повышением аэро
динамического сопротивления по пути движения этого воздуха к отса-
сывающему вентилятору. Поскольку количество нагнетаемого воздуха
в данном случае и без того значительное, целесообразнее использовать
второй путь: увеличить аэродинамическое сопротивление подвагонеточ-
ного пространства, установив для этого в подподовом канале перего-
родки с регулируемыми окнами. Вместо трех нагнетающих вентилято-
ров можно установить один вентилятор соответствующей мощности.

з.	Повышение тепловой и вентиляционной
МОЩНОСТИ СУШИЛ И ПЕЧЕЙ

Производительность сушил и печей очень часто ограничивается
мощностью тепловых источников и тяговых устройств. Снижая началь-
ную температуру агента сушки при переходе, например, на мягкий ре-
жим влагоотдачи, не учитывают необходимости одновременно с этим
увеличения количества воздуха, подаваемого в сушильную систему.
Увеличивая плотность загрузки печных вагонеток обжигаемыми изде-
лиямн, не приводят в соответствие с новой загрузкой количество сжига-
емого топлива и производительность дымососа. Вместо строгого техни-
ческого расчета очень часто руководствуются практической аналогией
при выборе производительности горелок, числа оборотов вентиляторов,
мощности электромоторов и др. В результате этого попытки увеличения
пропускной способности сушильных и печных установок не дают поло-
жительного эффекта.

Для правильной оценки возможностей производства, связанных с
повышением производительности сушил и печей, необходимо достаточно
точное определение их технических показателей. Наиболее широко при-
меняемыми показателями экономичности работы сушил являются удель-
ные расходы воздуха и тепла. Эти расходы целесообразно относить к 1 кг
влаги, удаленной из сырца в период сушки, так как расходы на 1 т, или
на 1000 шг. изделий, весьма часто определяемые на практике, всецело
зависят от начальной и конечной влажности сырца, вследствие чего не
показательны для различных условий сушки. Расходы же, отнесенные к
1 кг удаленной влаги, дают возможность производить сравнительную
оценку различных сушильных установок или различных режимов в од-
ной « той же установке. На действующих установках эти показатели
определяют либо непосредственным замером, либо графическим анали-
зом режима сушки по !-(1-диаграмме. Зная источники поступления тепла
и отдельные статьи расхода, составляют тепловой баланс в виде таблицы
приходных и расходных статей.

При определении удельных расходов тепла и воздуха анализ вопро-
са при помощи /-с/ диаграммы может дать надежные практические ре-
зультаты в тех случаях, когда правильно оценены конечные параметры
агента сушки, что, к сожалению, очень часто сопряжено с большими
трудностями. Поэтому па каждой сушильной установке нужно путем
систематических замеров и наблюдений определять удельные расходы,
которые могут быть использованы для расчетов в связи с изменившимися
условиями работы. Пусть, например, на сушильной установке затрачи-
вается на каждый килограмм испаренной злапи / кг воздуха и д ккал
тепла. Если предполагают перевести установку на работу с рециркуля-
цией отработанного воздуха, то следует учесть, что удельный расход
воздуха при этом составит

/' = (1 4- п) I кг!кг,
где п — количество рециркулирующего отработанного воздуха в кг на
каждый килограмм свежего агента сушки.

Следовательно, если предполагается возврат к вентилятору 50% от-
работанного воздуха (л-1), то производительность вентилятора должна
быть удвоена (/'=2/).

Что касается изменения параметров агента сушки при намеченной
кратности рециркуляции, то они могут быть легко определены путем
использования /-(/-диаграммы. Следует напомнить, что при рециркуля-
ции удельный расход тепла на сушку не меняется, поэтому остается не-
изменным и мощность источника тепла. Если намечают использование
отходящих дымовых газов от печей для целей сушки, то нужно учесть,
что в связи с повышением начального влагосодержания агента сушки
должен повыситься и удельный расход его.

Учесть это обстоятельство расчетным путем нельзя. На рис. 379
приводится зависимость между указанными двумя величинами, установ-
ленная путем практических наблюдений на целом ряде заводов, обору-
дованных камерными сушилами системы Росстромпроекта, когда на-
чальная температура газов, поступающих в сушило, колеблется в пре-
делах ПО—120°. Влагосодержание печных газов можно определить
либо непосредственным замером, либо расчетным путем. Данными
приведенной диаграммы можно пользоваться не только при использова-

Рис. 379. Удс.тыгий расход газов на сушку, в за-
висимости от их влагосодержания

нымн газами с целью ох-
лаждения их до темпера-
туры поступления в су-

шила.

В сушильных установках следует учитывать также 'изменение рас-
хода воздуха и тепла в зависимости от времени года. Существует

мнение, что при работе сушил на
пониженных температурах всегда
имеет место перерасход тепла. В
предыдущем разделе были приведе-
ны результаты испытания противо-
точного туннеля при различных
начальных температурах агента
сушки. Интересно проследить, как
отражалось понижение темпера гу-
ры воздуха на экономичности про-
цесса сушки.

С учетом в тепловых единицах
повышения расхода энергии на вен-
тилятор по мере роста расхода воз-
духа, в связи с понижением темпе-
ратуры общий расход тепла на 1 кг
напаренной влаги приведен в гра-
фах 11—15 табл. 72. При темпера-
туре наружного воздуха 20° и <? =
= 60% (летний период) минималь-
ный расход тепла получается, ко-
гда температура воздуха, поступа-
ющего в сушило, равна 70°. В зим

Рис. 380. Влагосодержание продук-
тов горения различных топлив в за-
висимости от температуры

I — фрезерный торй. »=45% ; 2 —дрова,
®—35%; 1 — саратовский газ. и —
У—мазут; а> — 3%; 5 — донецкий уголь
1!Ж. * — &%;	6 — литр» пятовый штыб,

» = 7%

них условиях при температуре на-

ружного воздуха —15° при ? = 100% наиболее экономичной оказывает-
ся работа с воздухом, подогретым до 120э. Объяснение этому явле-

нию дано в главе восьмой.
Таблица 72

начальные параметры воздуха для летнего периода приняты <ро=60%,
/о“+2О°, а для зимнего периода <ро=ЮО%,	—15°. Расход тепла в

зимний период непрерывно
падает с повышением тем-	кг/кг

перагуры подогрева возду-
ха. Так. например, с повы-
шением этой температуры
с 50 до 100° расход тепла
понижается с 1300 до
1040 ккал на I кг испарен-
ной влаги.

Расход тепла в летний
период с повышением темпе
ратуры подогрева вначале
повышается, достигает мак-
симума при 60—65° и затем
снова медленно понижается.
Как видно по кривой расхо-
да тепла, в данном случае
имеют место одинаковые
расходы, например при тем
пературах подогрева возду-
ха 40 и 120’. Расход возду-
ха непрерывно падает с по-
вышением температуры.
Следовательно, в летний пе
риод при работе с воздухом,
подогретым до 40 или 120’,
в тепловом отношении бу-
дут иметь место равноэко-
номичные процессы, но в
первом случае расход воз-

Рис. 381. Расход воздуха и тепла на сушку
при различных начальных параметрах
агента сушки

летом; Ф. = 60%, 4=+29°: зимой; «,= 100%,
<. = — 15’
духа будет составлять 165 кг, а во втором случае — лишь 31 кг на I кг
испаренной влаги.

Показателем экономичности работы печей обычно служит расход
условного топлива на 1 т, или 1000 шт. изделий.

Тепловые балансы кольцевых и туннельных печей показывают, что
значительный расход тепла имеет место с отходящими газами, вследст-
вие большого присоса холодного воздуха из окружающей среды. Пара-
зитный воздух, поступающий в печь через неплотности, настолько зна-
чительно перегружает тяговые устройства, что снижение этих подсосов
является главной основой повышения производительности печей, пс го-
воря о снижении удельных расходов топлива и электроэнергии.

В дополнение к многочисленным данным, приведенным по этому
вопросу в главе шестой, назовем еще несколько цифр.

При утельном обжиге изделий санитарного фаянса в туннельных
печах на одном из подмосковных заводов потери тепла с отходящими
газами и с воздухом, выбывающим через неплотности, достигают 49%
и повышаются до 61% при обжиге политом.

Эти цифры показывают, какие огромные резервы производительно-
сти печей и расхода топлива могут быть использованы при снижении
газообмена их с окружающей средой.

При изменении режимов работы или производительности сушил
и печей необходимо по возможности точно определять ожидаемые рас-
ходы воздуха и газов и затем всесторонне оценить новые условия,
возникающие для работы вентиляторов. Необходимо прежде всего
тщательно пересчитать аэродинамические сопротивления всех путей вен-
тиляционной системы на участках, где ожидается изменение расхода
воздуха или газов, и составить аэродинамическую характеристику сетей
отдельных вентиляторов. Затем следует определить возможность исполь-
зования установленных вентиляторов и моторов к ним, руководствуясь
законом пропорциональности, устанавливающим, что при данной харак-
теристике сети с изменением числа оборотов центробежного вентилятора
количество подаваемого воздуха меняется пропорционально отношению
первых степеней чисел оборотов, развиваемый напор — пропорционально
отношению квадратов чисел оборотов, а потребляемая мощность — про-
порционально отношению кубов чисел оборотов. Особенно тщательно
следует проанализировать условия совместной работы нескольких вен-
тиляторов, включенных в сеть параллельно или последовательно при из-
менившихся режимах. Этот вопрос подробно рассмотрен в главе девятой

4.	Регулирование свойств

КЕРАМИЧЕСКИХ МАСС

Попытки интенсификации процессов сушки и обжига без учета ин-
дивидуальных свойств сырья и изделий обычно приводят к ухудшению
качества продукции и подрывают доверие к скоростным методам про-
изводства. Для улучшения реологических характеристик керамических
масс и снижения их чувствительности к ускорению процессов сушки и
обжига может быть применен ряд технологических мероприятий, неко-
торые из которых описываются ниже.

Тщательная проработка массы. Однородность массы, отсутствие в
ней включений и равномерное распределение влаги — главное условие
возможности подбора рационального режима сушки и обжига. Соблю-
дение этих условий усредняет общий коэффициент влагопроводности и
повышает однородность массы, уменьшая тем самым возможность по-
явления ослаблений в период усадки. Чем лучше проработана глина,
тем больше ее изотропность, т. е. однородность се физических свойств
в различных направлениях.

Теоретические основы сушки и обжига применимы для практичес-
кого использования при одном непременном условии — однородности
массы. К сожалению, осуществляемая на практике переработка кера-
мических масс далеко не обеспечивает важнейшее условие, при котором
можно действительно получить ожидаемые положительные результаты
от применения рациональных режимов сушки и обжига. Это относится
прежде всего к производству изделий грубой строительной керамики,
где проработка массы очень часто ограничивается самыми примитивны-
ми методами.

Достигая успехов по сокращению сроков сушки и обжига, создавая
тем самым определенные предпосылки для общего увеличения произво-
дительности завода, часто идут по пути наименьшего сопротивления —
ухудшения проработки массы, в погоне за увеличением пропускной спо-
собности оборудования. При этом увеличивают отверстия в колосниках
чаши бегунов раздвигают или удаляют совсем вальцы тонкого помола
и т. д.

Между тем сокращение сроков сушки и обжига изделий требует все
большего и большего совершенствования методов проработки массы с
целью повышения ее однородности. При пестром залегании сырья в
карьере следует прежде всего усреднять его методом добычи и храпе-
ния. Механическая обработка сырья должна производиться на бегунах,
перфорированных вальцах, вальцах тонкого помола и других подобных
аппаратах. Всюду, где это необходимо по качеству сырья и возможно
технически, следует применять сухую подготовку массы, при которой
можно получить однородный порошок без каких бы то ни было включе-
ний. Если глиняный порошок предназначен для полусухого прессования,
то вопрос о равномерном увлажнении этого порошка приобретает перво-
степенное значение с точки зрения однородности, изотропности массы.
В тех случаях, когда для производства применяют многокомпонентную
шихту (глина, песок, опилки, молотое топливо, шамот и др ), правиль-
ной дозировке и самому тщательному смешению компонентов необходи-
мо уделять большое внимание.

Отощение массы. Ввод в керамическую массу непластичных (ото-
щающих) добавок уменьшает усадку изделий, снижает их формовочную
влажность. Отощение представляет собой технически простое мероприя-
тие, к которому наиболее часто прибегают в промышленности, в связи
с необходимостью сокращения сроков сушки. К сожалению, неправиль-
ное применение отощення иногда является одной из главных причин
резкого снижения качества продукции.

На рис. 382 показаны кривые линейной усадки, предела прочности
на изгиб и остаточной влажности в процессе сушки для изделий из под-
московной глины. Из 9% общей усадки 6% соответствуют начальному
периоду сушки, когда удаляются всего лишь 3,5—4% влаги (точка Л).
Начиная с момента удаления из сырца 12% влаги, усадка почти пол-
ностью прекращается. Между тем прочность сырца, наименьшая в на-
чальный период влагоотдачи (прочность свежеотформованного сырца
условно принята за нуль), значительно возрастает по мере протекания
усадки и снижения влажности. Приведенные кривые относятся к сыр-
цу из глины без искусственного отощения. В данном случае, например
при 6%-ной усадке, которая соответствует влажнцсти около 16%, проч-
ность сырца на изгиб составляет 5 г!см2. Но достаточно в эту глину до-
бавить 10% песка, и прочностные показатели изделий резко снижаются.
Та же глина при добавке 10% песка имеет следующие параметры: 6%
усадки соответствует несколько меныпсй влажности, чем раньше (5%
вместо 16%), поскольку формовочная влажность снижается с добавкой
отощигеля; прочность отощенного сырца снижается с 5 до 2 кг/сл2. Та-
ким образом, добавка песка приводит к тому, что, с одной стороны, уве-
личивается влагопроводность и уменьшается усадка, а с другой — зна-
чительно падает прочность изделия на изгиб.

Рис. 382. Влияние отощении на прочность сырца

Описанный случай относится к суглинку, имеющему от природы
слабую связность, поэтому дальнейшее отощение его песком еще боль-
ше снижает эту связность. При вводе в такую глину древесных опилок
можно получить положительный результат. Опилки снижают формовоч-
ную влажность массы (а следовательно, и усадку), поскольку вытесня-
ют из шихты соответствующее количество глины и сами поглощают
некоторое количество влаги. Кроме того, опилки образуют в глинистой
массе, если можно так выразиться, твердый скелет, препятствующий
появлению сушильных трещин.

Широко распространенным в керамической промышленности ото-
щителе.м является шамот, т. е._ молотая обожженная глина. Действие
шамота заключается в том, что, будучи непластичным материалом, он
уменьшает усадку изделий как при сушке, так н при обжиге. Добавку
молотого черепа (боя изделий) и обожженного каолина или глины
применяют в значительных количествах в фаянсовых массах (облицо-
вочные плитки, санитарный фаянс), поскольку эти массы без отощения
имеют высокую пластичность, а следовательно, и большую усадку. В
этом случае количество отощителя достигает 40% и выше.

Дегидратация глины. Дегидратация глины, т. е. частичное удаление
из нес химически связанной влаги, снижает формовочную влажность,
следовательно, и усадку изделий. В этом отношении добавка к сырой
глине дегидратированной действует так же, как и добавка шамота.
Поэтому иногда дегидратированную глину называют низкожженным
шамотом. Однако между этими двумя состояниями глины имеется не-
которая разница в отношении воздействия на сушильные свойства. В
Рис. 383. Влияние вакуумирования «а влагоотдачу
сырпа из глин

а — кудиновской; б — кировской; / — при вакуумировании;

зависимости от степени дегидратации глина лишается в определенной
степени гидрофильности, капиллярные свойства ее повышаются. Иначе
говоря, при нагреве до определенной степени глиняная масса лишается
коллоидных частиц и пленок, в результате чего при повторном затво-
рении водой снижаются пластические свойства и облегчается продвиже-
ние влаги по капиллярной системе ввиду наличия меньшего количества
желаткнообразной коллоидной массы в этой системе. Поэтому при де-
гидратации глины повышается ее коэффициент влагопроводности. Де-
гидратированная глина в период обжига снижает усадку изделий, как
и при добавке шамота. Имеющаяся за рубежом небольшая практика
применения дегидрати-
рованной глины в про-
мышленных условиях ’
свидетельствует о воз-
можности резкого
уменьшения сроков су-
шки и обжига керами-
ческих изделий.

Вакуумирование мас-
сы. Очень ценным пра-
ктическим мероприяти-
ем по ускорению суш-
ки является вакууми-
рование керамической
массы, которое, с од-
ной стороны, повышает
капиллярную способ-
ность глины, а с дру-
гой— увеличивает си-
лу связи между влагой
и глиной.

Поскольку минералогический состав глины определяет в значи-
чительной мере силу связи с водою, этот состав влияет и на влагопро-
водность при вакуумировании: при содержании такого, например, гид-
рофильного минерала, как монтмориллонит, влияние прочно связанной
влаги сказывается на падение влагопроводности в большей степени, чем
улучшение капиллярных свойств на рост влагопроводности. Так, на-
пример, глина кудиновского месторождения с малым содержанием
монтмориллонита (рис. 383) в результате вакуумирования повысила
свою влагопроводность, в то время как кировская глина, являю-
щаяся монтмориллонитовой, наоборот, стала менее влагопровод-
ной.

Однако у всех глин, в том числе и у тех, у которых снижается вла-
гопроводность, в результате вакуумирования прочность сырца резко
увеличивается. Это важное обстоятельство дает возможность форсиро-
вать сушку, не опасаясь появления трещин, и тем самым компенсиро-
вать некоторое снижение влагопроводности, если даже оно имеет место.
В некоторых случаях прочность вакуумированных изделий в сырце воз-
растает в 3—4 раза по сравнению с певакуумированнымн.

Вакуумирование глины благотворно влияет не только на сушку, но
и на обжиг керамических изделий. По данным Г. К- Сергеева, строи-
тельный кирпич пластического формования из вакуумированной массы,
обожженной при температуре 920’, показал значительное повышение
качества. По сравнению с необезвоздушенной глиной при вакууме
650 мм рт. ст. прочность на сжатие возросла более чем в 2 раза, проч-
ность на изгиб увеличилась на 75%, водопоглощение снизилось на 15%.
в то время как объемный вес возрос всего лишь на 9—10%.

Увеличение объемного веса обожженного черепка при вакуумирова
нни всегда может быть компенсировано увеличением пустотности изде-
лий, если иметь в виду, что вакуумирование даст возможность формо
вать пустотелые изделия из глин, из которых в их естественном виде
нельзя получить таких изделий.

Паропрогрев массы. Паропрогрев улучшает формовочные свойства
керамических масс. В процессе сушки паропрогрев ослабляет тормозя
шее влияние термодиффузии, уменьшает вязкость влаги в капиллярах
вследствие повышения температуры и частичной коагуляции коллоидов
уменьшает количество адсорбцнонно и осмотически связанной влаги
частичной коагуляцией. Всеми этими действиями паропрогрев резко по
вышает общий коэффициент влагопроводности изделий.

Аналогичные результаты можно получить при замесе керамической
массы горячей водой, если при этом можно достичь такой же темпера-
туры пагрева, чтс и при паропрогревс. При паропрогревс используется
скрытая теплота парообразования, вследствие чего достигается значи
тельное повышение температуры глины при небольшом повышении ее
влажности. В этом и заключается практическое преимущество пара пе-
ред горячей водой.

Возникает вопрос: можно ли совмещать пароподогрев с вакуумом?
Практика и специальные исследования подтвердили, что такое совме-
щение вполне возможно.

Кроме перечисленных выше, в керамическом производстве приме-
няются и другие мероприятия, меняющие отношение изделий к сушке
и обжигу. 1 ак, например, ввод электролитов <в керамическую массу сни-
жает их формовочную влажность (тем самым уменьшает усадку при
сушке), повышает влагопроводность вследствие коагуляции коллоидов
Для спекания черепка при более низкой температуре обжига, в фарфо
ровые и фаянсовые массы вводятся плавни (например, полевые шпаты),
увеличивающие количество жидкой фазы. Для повышения термостой-
кости изделий в период нагрева их в фаянсовую массу вводят компо-
ненты (например, тальк), способствующие образованию минералов с ма-
лым коэффициентом теплового расширения и т. д.

Положительные результаты, получаемые от всех этих мероприятий,
свидетельствуют о том, что для ускорения процессов сушки и обжига
необходимо всестороннее изучение физико-химических свойств изделий
и применение тех или иных мероприятий для воздействия на эти свой-
ства.
Глава четырнадцатая

Сушка и обжиг некоторых

КЕРАМИЧЕСКИХ ИЗДЕЛИЙ

Мероприятия по увеличению производительности сушил и печей и
ускорению процессов сушки и обжига, изложенные в предыдущей гла-
ве, являются в той или иной степени общими для всех керамических из-
делий. Однако для различных изделий в зависимости от их размеров и
конфигурации, а также от сушильных и обжиговых свойсгв масс, из ко-
торых они изготовляются, в промышленности применяются специфи-
ческие мероприятия, ускоряющие и улучшающие их сушку и обжиг. Ни-
же излагаются особые условия сушки и обжига некоторых изделий
строительной керамики: стеновых камней, труб, облицовочных плиток и
плиток для полов, а также санитарно-фаянсовых изделий.

I. Сушка и обжиг керамических камней

При сушке пустотелых керамических камней решающее значение
имеет способ укладки их на сушильные рамы. При неправильной садке,
вследствие неравномерной влагоотдачи возникают характерные дефор-
мации и трещины. В процессе формования пустотелых камней в местах
крепления кернодержателей в изделиях возникают напряжения, ослаб-
ляющие их. При больших перепадах влажности в период сушки усадоч-
ные напряжения, складывающиеся с напряжениями формовочными,
приводят к разрыву камней по линии расположения кернодержателей,
или. как говорят производственники, камни «раскрываются».

На рис. 384 показаны четыре различных способа расположения пус-
тотелых камней на сушильных рамах и характерные трещины, появля-
ющиеся на них в процессе сушки. Месторасположение трещин опре-
деляется условиями омывания агентом сушки различных поверхностей
влагоотдачи изделий. Минимальное количество дефектов сушки имеет
место при укладке пустотелых камней на ребро, с пустотами, направ-
ленными по движению агента сушки. В этом случае боковые широкие
грани находятся в одинаковых условиях влагоотдачи, равномерно омы-
ваются воздухом и дают одинаковую усадку. Хотя узкая грань 1—1, в
отличие от грани 2—2, закрыта снизу сушильной рамой, однако она
омывается воздухом сверху через щель. При таком способе укладки
усадка проиехддит наиболее свободно и равномерно по всем направле-
ниям. по сравнению с остальными тремя способами укладки, показанны-
ми на рисунке.

Рис. 334. Методы укладки керамических камней на
сушильные рамы

При подборе садкн для противоточных туннелей были испытаны
способы садки «на постель* (рис. 385,а), «на тычок* (рис. 385,6) и
«на тычок в шахматном порядке» (рис. 385, в). На рис. 386, а, б н в по-
казаны кривые влагоотдачи при сушке камней, схема укладки которых
соответствует рис. 385.

Влагоотдача замерялась в трех точках по высоте туннеля в нача-
ле и конце сушильной вагонетки, срок сушки — 65 час. При садке
камней «на постель» сушка их как по длине, так и по поперечному се-
чению вагонетки протекала чрезвычайно неравномерно. В начале ваго-
нетки. спустя 40 час. после начала сушки, верхние камни успевали от-
дать 74% от всей содержащейся в них формовочной влаги, в то время
как нижние камни сохраняли свой первоначальный вес. В конце ваго-
нетки за такой же промежуток времени верхние камни теряли 50%
влаги, а нижние имели вес, на 7% превышающий первоначальный.

Усиленная конденсация влаги на сырце продолжалась 15 час. в
начале вагонетки и 20 час. — в конце. Наличие конденсации и время,
затрачиваемое на последующее интенсивное испарение конденсата,
резко сокращали фактическое время пребывания сырца в процессе суш-
ки. Так, например, камни, расположенные в нижнем ряду в конце ва-
гонетки (кривая 4), восстанавливали свой первоначальный вес на 45-м
часу пребывания в туннеле, и фактическая сушка продолжалась всего
лишь 20 час при поминальном сроке 65 час. Это обстоятельство неиз-
бежно приводило к ослаблению связности сырца в зоне конденсации и
резкому форсированию влагоотдачи в последующем в зоне высоких
температур туннеля, что способствовало образованию трещин в изде-
лиях.

Как видно, при садке камней «на тычок» при том же сроке сушки
конденсация влаги не происходит, а неравномерность влагоотдачи в
а ко она
укладки
аправле-
казанны-

испытаны
385,6) и
б и в по-

I которых

|я в нада-
ри садке
чно.му се-
|але ваго
«евали от-

то время
•нце ваго-
ряли 50%
ачальный.

15 час. в
н время,
Ьндснсата,
|ессс суIII-
Гконце ва-
вс на 45-м
паев всего
>ство неиз-
^енсации и
г высоких
>н в изде-

юке сушки
Отдачи в

Рис. 385. Методы укладки керамических камней на сушильные вагонетки
начале вагонетки резко сокращается. Неравномерность влагоотдачи в
конце вагонетки остается все ине очень значительной, однако это объя-
сняется наличием большего сво'> шого пространства над вагонеткой,
вследствие чего сильно пересыхают камни, расположенные на верхней
полке.

г Время в час .

(
оп

<м
01

Время В час .

Рис. 386. Влияние метода укладки керамических камней на их влагоотдачу

м и И К В Я

Наибольшая равномерность сушки наблюдалась при садке «на ты-
чок в шахматном порядке», однако эта садка требовала реконструкции
сушильных вагонеток с целью приспособленку их к поперечной укладке
рамок.

Попутно нужно отметить, что при всех типах садки и одинаковой
шихте качество продукции улучшалось по мере сокращения сроков су-
шки, так как при этом увеличивался секундный расход воздуха, повы-
шалась его скорость, а следовательно, и равномерность влагоотдачи
как по поперечному сечению, так и по длине вагонетки.

Сравнительная оценка качества высушенных камней при значи-
тельных сроках сушки и способах укладки приводится в табл. 73.

Большой технический интерес представляет так называемая шта-
бельная сушка керамических камней. Емкость вагонеток одной и той
же длины в этом случае возрастает более чем в 2 раза. В связи с этим
естественно резко возрастает и скорость агента сушки.

1
Таблица 73

Качество высушенных камней при различных сроках сушки
а способах укладки

Срок С'ТИКИ и состав массы	Количество бракованных камней в % при салке					
	плашмя		на тычок		иа тычок в шахматном порядке	
	всего »	в том чис- ле рамоч* них тре- щин	всего	в том чис- ле рамоч- ных тре- щин	всего	в том чис- ле рамоч- ных тре- щин
Срок сушки 52 часа  Глина 80%, шлак 10%, опилки 10% . .	30,4	30,4	13	5,2	4.6	4.6
Срок сушки 56 час.  Глина 78%, шлак 10%, опилки 12% .	...	28.3	м	15,6	8		
Глина 70%, шлак 20%, опилки 10% .	12,8	8.2	3	2	—	—
Срок сушки 65 час.  Глина64%, шлак 16%, опилки 16%		13	8.5	9,2	4.6	6,5	6,5

Нельзя не отметить еще одно важное обстоятельство. При наших
опытах штабель выкладывали так называемой прямой садкой, при
которой ряды сырца, расположенного вдоль воздушного потока в тун-
неле, чередуются с рядами сырца, уложенного сплошными поясками,
как бы преграждающими путь этому потоку. Вопреки опасениям, сырец
в поперечных поясках штабельной садкн во время всех опытов высы-
хал так же, как и сырец, уложенный вдоль туннеля.

На рис. 387, а приведена предполагаемая схема омывания возду-
хом продольных и поперечных рядов штабеля сырца при малых ско-
ростях теплоносителя. Очевидно, в этом случае воздух омывает глав-
ным образом продольные ряды сырца, а между поперечными рядами
происходит крайне слабая циркуляция побочных воздушных потоков
и не исключена возможность, что образуются мертвые пространства.
Вследствие такого распределения потоков воздуха поперечные ряды
действительно должны отставать по влагоотдаче от продольных.

Однако картина резко изменяется при повышенных скоростях теп-
лоносителя (рис. 387, б). В этом случае промежутки между поперечны-
ми поясками штабельной садки интенсивно омываются воздушными по-
токами, так как при возросшем аэродинамическом сопротивлении воз-
дух равномерно распределяется по всем направлениям по руслу своего
движения; увеличение степени турбулентности воздушного потока в це-
лом также способствует выравниванию влагоотдачи.

При штабельной сушке в особенности пустотелых камней сырец
должен иметь более высокую начальную прочность, чем при полочной
сушке. С этой целью необходимо применять вакуумирование массы.
Это тем более необходимо, что вакуумирование способствует формова-
нию пустотелых изделий из обычных суглинков.

Однако очень часто даже вакуумирование не дает возможности
выкладывать из сырца достаточно высокий штабель. Как показывают
наблюдения, глиняные изделия после формовки с течением времени
значительно повышают свою прочность. Это происходит не только по-
тому, что изделие подсыхает, по и вследствие самопроизвольного тиксо-

тропного упрочнения.
Особенно значительно уп-
рочняется сырец из ваку-
умированной глины.

11а рис. 388 показана
зависимость тиксотропно
го упрочнения пустоте-
лых камней из глины Че-
ремушкинского месторо-
ждения. Здесь прочность
определялась непосред-
ственной нагрузкой ка-
мней до их разрушения.
Как показывают кривые,
прочность вакуумирован-
ного сырца значительно

Рис. 387. Схема омывания воздухом сырца при
штабельной сушке

возрастает с уменьшени-
ем формовочной влаж-
ности, однако до опре-
деленного предела. Все
кривые показывают неко-
торую оптимальную влаж-
ность, причем абсолютное
значение оптимальной
влажности увеличивается
с увеличением вакуума.
Это объясняется тем, что
связанность глины падает
как с увеличением влаж-
ности, так и с уменьше-
нием вакуума.

Длительность сушки
крупных пустотелых ке-
рамических камней мож-
но резко сократить при
применении интенсивного

прогрева их при высокой относительной влажности теплоносителя и от-
сутствии конденсации в первом периоде сушки, с последующей интен-

сивной досушкой во втором периоде.

Б. Н. Гаку (НИИСтройксрами-
ка) удалось снизить срок сушки
крупных облицовочных камней с
68 час., принятых на заводе, до
17 час., повысив при этом выход
стандартных изделий с 80 до 95%,
применяя нижеследующий режим в
туннельном сушиле:

а) в начальный период сушки,
при наличии усадки, повышенная
скорость агента сушки (2,8 —
3 м!сек) при относительной влаж-
ности его 70—90% и температуре на
выходе из туннеля около 30—35°;

Рис. 388. Влияние глубины вакуума
на упрочнение по времени керамиче-
ских камней
б)	в период досушки — по окончании основной усадки — повышен-
ная температура (100—110°) теплоносителя при скорости его 1,8—
2 м!сек.

Раздельный режим сушки в противоточном туннеле был достигнут
применением рециркуляции отработанных газов в зоне усадки. Повы
шепис скорости агента сушки в туннеле происходило как вследствие
сокращения срока сушки и подачи большего количества газов, так и
рециркуляции на значительной длине туннеля. Поэтому, несмотря на

Таблица 74

Сравнительные данные заводского и ускоренного режимов сушки
облицовочных камней

Наи ме । юна пне л ока лате л е Я	ЗаВОДСКОЙ режим	Ускорен- ный ре- жим	Наименоиэнис показателей	Эанодской режим	Ускорен- ный ре- жим
Срок сушки в час . Влажность изделий в %: начальная . . конечная ....  Температура газов в град, в’сушиле:  на входе .... . выходе . .  Среднечасовой подъ- ем температуры в град/час в период: усадки 	  • досушки ....  •	68  18-18,5 3-5,5  48  24  0,3  0.4	17  18-18,5 2,8-3,2  100-110  32-35  1.6  6.5	Относительная влаж- ность воздуха в % в сушиле: на входе . . выходе .  Средняя скорость воздуха по сече- нию сушила в л сек  Длина участка высо- кой относительной влажности (пози- ции) 	  Средняя скорость сушки в %/час:  в первой полови- не сушила . .  во второй поло- вине сушила .	10 90—92  0,55  5  0,1  0,3	3 90-92  1.9  9  0,63  1,05

Таблица 75

Сравнительные данные заводского и ускоренного режимов сушки
семишелевых камней

Нанменоваине показателей	Заводской режим	Ускорен- ный ре- ж ни	Наименование показателей	Заводской режим	Ускорен- ный ре- жим
Срок сушки в час . Влажность изделий в %:  начальная .  конечная .... Температура газа в в град, в сушиле: на входе . . , выходе . . Среднечасовой подъ ем температуры в градчас в период:  усадки . досушки	36  18-19  5-6  70-75  21-23  0,6  2,3	18  18-19 2-4  115-120  30-32  1,4 8	Относительная влаж- ность воздуха в % в сушиле:'  на входе ....  . выходе . . .  Средняя скорость воздуха но сечению сушила в м/сек  Длина участка высо- кой относительной влажности (пози- ции)  Средняя скорость сушки в %/час:  на первой поло- вине сушила  па второй паю- вине сушила	5-6 88—90  1  12  0,8  0,17	7-8 92-95  2  9  1,22  0,7
высокую начальную температуру газов (100—110°), относительная
влажность сохранялась в необходимых пределах при отсутствии кон-
денсации.

В табл. 74 приведены сопоставление показателей при заводском и
ускоренном режимах сушки крупных облицовочных камней.

При аналогичном режиме с рециркуляцией в противоточном тунне-
ле был снижен срок сушки семищелевых камней. Показатели заводского
и ускоренного режимов сушки даны в табл. 75

2.	СуШКЛ И ОБЖИГ КАНАЛИЗАЦИОННЫХ ТРУБ

При сушке керамических канализационных труб возникают трудно-
сти, обусловливаемые значительной длиной изделий и переходом от
сравнительно тонкого ствола к раструбу (муфте), имеющему толщину в
2—3 раза большую, чем ствол. При этих особенностях изделий требуется
максимальная равномерность влагоотдачи по всей длине трубы как с
наружной, так и с внутренней поверхностей. Кроме того, общий срок суш-
ки должен определяться такой интенсивностью, какая практически при-
менена для участка перехода от ствола к раструбу.

Трубы формуются на вертикальных прессах при относительной
влажности 17—19% (абсолютной 20—22%). Свежесформованные трубы
обычно проходят две стадии сушки: предварительную сушку (называе-
мую подвялкой) в цеховых помещениях и последующую сушку в искус-
ственных сушилах. Это обусловлено необходимостью производить оправ-
ку труб и восстановление цилиндрической формы их, нарушаемой при
ручном съеме с прессов н установке на подвялочные площадки или транс-
портные устройства. Подвялка, во время которой влажность изделий
снижается всего лишь на 3—4%, в заводских условиях продолжается
16—32 часа в зависимости главным образом от диаметра труб. Сушка в
искусственных сушилах до остаточной влажности 2—3% продолжается
от 20 до 48 час. в зависимости от диаметра труб и состояния сушильно-
го хозяйства.

Экспериментальные работы показывают, что как подвялка, так и
дальнейшая сушка вполне возможны в условиях искусственной сушки
в значительно более короткие сроки, чем это принято на большинстве
заводов в настоящее время.

В НИИСтройкерамике производились лабораторные исследования
по ускоренной сушке труб диаметром 150, 200 и 250 мм из масс Щекин-
ского завода «Кислотоупор» и Кудиновского керамического комбината.
Трубы подвергались искусственной сушке как непосредственно после
формования (абсолютная влажность 22—23%), так и после предвари-
тельной подвялки в цехе до остаточной влажности 18—20%.

Трубная масса Щекинского завода содержала (в %): артемовской
глины 32,5, попаснянской глины 32,5, шамота 35. Влажность сформован-
ных труб 20—24%, воздушная усадка трубной массы около 6%. Прекра-
щение усадки наступало при влажности труб близкой к 8%. Режимы и
результаты сушки труб приведены в табл. 76.

Опыты показали, что при сушке труб диаметром 200 мм начальная
температура воздуха не должна превышать 40—45° при коэффициенте
его относительной влажности 30%. При превышении указанной темпера
гуры появляются трещины. После четырехчасовой сушки при указанном
режиме возможно его ожесточение. Общий срок индивидуальной сушки
в лабораторном сушиле составил 10 час.
Таблица 76

Экспериментальные режимы сушки труб из масс Щекинского
завода „Кислотоупор"

Общее время сущ. ки в час.	Режимы сушки			Влажность труб в %		Потей вла- ги в %
	время в час.	температура в град.	отн1хмгельнач влажность в %	до сушки	после сушки средняя	
		Трубы диаметром		200 мм	•	
2	2	42—44	31	20,8	18,1	2,7
4	4	42—44	28	20.4	13,4	7
6	4	40-42	38	22.4	9.8	12,6
8	4	42—44	28	1 22 4	6.3	16.1
	4	54—55	17			
10	4	42-44	28	]		
	4	54-55		| 20.5	2,9	17,6
	2	107—115				
		Трубы диаметром		150 мм		
 2	2	40-42	35	20,7	16	4,7
4	4	41-43	32	20,9	10,4	10,5
б	14	41-44  52-54	32  20	21,4	5,6	15.8
8	11	41-43  53-56	35  19	21,2	3.1	18.1

Работами установлена возможность отказаться от суточной подвял-
ки труб с удлинением при этом срока сушки всего па 4 часа. Подвялен-
ные трубы диаметром 250—300 л<лх можно сушить за 15 вместо 24 час.,
принятых в настоящее время на заводе. Трубы диаметром 150—200 .и.и
возможно сушить за 12 час. Указанные сроки сушки подтверждены опы-
тами, проведенными на заводе в промышленных условиях в реконструи-
рованном туннеле заводского сушила.

Мы уже упоминали, что при сушке труб возникают трудности в свя-
зи с резким изменением толщины изделия при переходе от ствола к раст-
рубу. Это обстоятельство приводит обычно к неравномерности сушки
труб по их длине со всеми вытекающими отсюда отрицательными
последствиями. Поэтому в заводских условиях очень важно, кроме под-
бора режима, также осуществление такой схемы движения агента сушки
по отношению к изделию, при которой можно иметь минимальный пере-
пад параметров по его длине.

Перепады влажности по высоте трубы практически доходят до 2,5—
3%, в зависимости от периода сушки. Следует отметить, что неравномер-
ность распределения влаги по трубе наблюдается и в период подвялки
в естественных условиях в результате неравномерной сушки на подвя-
лочных площадках. Наибольшую остаточную влажность по всем перио-
дам сушки имеет утолщенная часть муфты в месте перехода от раструба
к стволу. В связи с этим при ускорении сушки именно в этом месте часто
образуются трещины и посечки при установке трубы на муфту. Это об-
стоятельство имеет большое практическое значение, в особенности когда
сушку ведут на подвесном транспорте.

При установке труб непосредственно на металлический диск подве-
ски цепного конвейера образуются, кроме того, трещины на торцовой по-
верхности, опирающейся на диск, в связи с повышенной усадкой изде-
лия. Под действием собственного веса трубы в муфте, плотно прилегаю-
шей к перфорированному диску, возникают значительные усадочные на-
пряжения, приводящие к разрыву еще недостаточно окрепшей стенки.

Для ускорения сушки труб большое значение имеет схема движения
агента сушки. Нельзя считать целесообразным одностороннее внешнее
омывание изделий, как это имеет место в обычных противоточных тун
мелях. Более рациональным является вертикальное направление потоков
агента сушки, когда вертикально же расположенные трубы омываются
ими как снаружи, так и изнутри. При этом следует сушку вести больши-
ми объемами воздуха при пониженной температуре, применяя рецирку-
ляцию отработанного агента сушки. В этих условиях можно достичь
минимального температурного перепада по длине трубы. Поскольку
утолщенную часть трубы следует сушить медленнее, чем тонкий ствол,
целесообразно движение воздуха направить от узкого конца изделия к
раструбу, а не наоборот.

Появление трещин и поссчек на плечиках труб при омывании их
теплоносителем снизу вверх, когда трубы установлены на муфте, являет-
ся результатом неправильного направления агента сушки.

На действующих заводах длительные сроки сушки керамических
труб в большинстве случаев объясняются недостаточным количеством
воздуха или газов, подаваемых в сушила.

Керамические трубы в настоящее время на многих заводах обжига-
ют в печах периодического действия, и только новые заводы, .построен-
ные у пас за последние 10 лет, оборудованы туннельными печами. Как
за рубежом, так ив СССР освоен обжиг в туннельных печах труб малого
и среднего диаметров. Обжиг труб диаметром 300 мм и выше постепен-
но осваивается путем подбора режимов и конструкций печей, устраняю-
щих трудности, связанные с их нагревом и охлаждением.

Сложность обжига керамических труб заключается в том, что они
имеют сравнительно большую длину и, будучи установлены в туннельной
печи вертикально, подвергаются неравномерному температурному воз-
действию. Различные толщины ствола и раструба и увеличение этих тол-
щин с увеличением диаметра труб создают еще дополнительную труд-
ность в отношении равномерного нагрева и охлаждения их по толщине,
поскольку изделия омываются газами и воздухом главным образом сна-
ружи Следует отметить и то обстоятельство, что обычно керамические
трубы сушат таким образом, что раструб сохраняет более высокую оста-
точную влажность, чем ствол. Между тем при последующем обжиге в
туннельных печах современных конструкций раструб оказывается
в наиболее жестких условиях досушки, а затем нагрева и охлаж-
дения.

Установка труб на печные вагонетки раструбом вниз не произво
дится во избежание деформации в заплечиках при пиропластическом
состоянии массы в интервале максимальных температур процесса обжи-
га. С целью повышения степени загрузки объема рабочего пространства
печи трубы ставятся на вагонетки с так называемой «начинкой», т. е.
внутрь труб с большим диаметром укладывают трубы с меньшим диа-
метром. Такой метод садки повышает экономичность работы печи, одна-
ко создает определенные трудности в отношении условий равномерной
теплопередачи.

Таковы основные характерные особенности, усложняющие обжиг
керамических труб по мере увеличения их диаметра.

Основным видом брака при обжиге труб являются трещины, разли-
чаемые по месту их появления: концевые, муфтовые и плечиковые. Кро-
ме того, в больших количествах происходит «обломка», т. е. разрушение
трубы, в виде отрыва части ствола. Сравнительно меньшее значение имс-
ют другие виды дефектов обжига, как-то: деформация, пузырь, недожог
и прочие.

Как уже было подробно освещено в главе второй, трещинообразо-
ванне при обжиге является следствием появления внутренних напряже-
ний от неравномерных термических и иных деформаций. В тех случаях,
когда прочностные показатели оказываются недостаточными по сравне-
нию с силами внутренних напряжений, появляются местные трещины то-
го или иного вида. Концевые трещины образуются у открытого конца
ствола трубы в большинстве случаев на внутренней стенке ее и обычно
имеют рваный вид; длина таких трещин достигает 100—150 лл. То об-
стоятельство, что эти трещины располагаются на внутренней стенке, сви-
детельствует об образовании их в период нагрева при высоких темпера
турах, когда внешняя сторона трубы подвергается более усиленному
температурному воздействию, чем внутренняя. В этот период напряже-
ния от усадки трубы по внешней стенке в значительной степени релак-
сируются, поскольку масса приобретает некоторую пластичность; между
тем внутренняя стенка, будучи нагрета до более низкой температуры,
соответственно меньше сопротивляется возникающим усадочным напря-
жениям. Для облегчения перемещения трубы при усадке обычно ее уста-
навливают пе непосредственно на футеровку вагонетки, а на необож-
женное кольцо из тон же массы, из которой сформована сама труба.
Поскольку эти кольца дают усадку совместно с трубой, возникающие
при этом напряжения становятся минимальными при .прочих равных ус-
ловиях.

Плечиковые трещины образуются в местах перехода ствола в раст-
руб, где изменяется толщина стенки. Муфтовые трещины появляются на
конце раструба, где имеет место наиболее интенсивная досушка и нагрев
в условиях туннельной печи.

Наблюдения показывают, что «обломка> труб, т. е. отрыв ствола,
происходит при низких температурах (до 200°) вследствие резкой влаго-
отдачи в период досушки. Если подъем температуры в этот период про-
исходит настолько быстро, что остаточная влага сохраняется в теле тру-
бы до печной зоны с температурой свыше 100°, то часто происходит бур-
ное выделение пара, сопровождающееся хлопками.

Перечисляя дефекты обжига керамических труб, следует отметить
основной дефект, с которым сталкиваются производственники при по-
пытках сокращения срока обжига, в особенности труб с большим диа-
метром. Этим дефектом является треск охлаждения. Трещины, образую-
щиеся в этот период, представляют собой мелкие посечкн, ослабляющие
изделие по всей толщине. Эти посечкн часто не обнаруживаются нево-
оруженным глазом и выявляются лишь дребезжащим звуком, получае-
мым при ударе по изделию. О причинах разрыхления керамических изде-
лий и в частности труб в период охлаждения подробно излагалось в
главе второй. В данном случае имеет место влияние модификационных
изменений кварца.

Изложенные причины появления основных дефектов при обжиге ке-
рамических труб предопределяют условия интенсификации процесса об-
жига и повышения производительности туннельных печей.

Прежде всего необходимо наиболее рационально распределить
имеющуюся длину печного канала между отдельными зонами. Зона ох
лажделия должна составлять не менее 50% от общей длины печи, зона
подогрева 30—35%. Такое распределение зон дает возможность вести
подогрев изделий и в особенности охлаждение с минимальной интен-
сивностью по температурной кривой, имеющей характер, показанный
иа рис. 389.
Трубы должны поступать на обжиг со средней влажностью, не пре-
вышающей 2—3%, и досушиваться при медленном подъеме температуры
до 200° с тем, чтобы предотвратить «обломку> от интенсивной влагоот-
дачи. Замедленный подъем температуры необходимо соблюдать также

Рис. 389. Температурная кривая обжига кера
мкческих труб

в температурном интервале
500—700° во избежание
треска подогрева в период
расширения кварца. По до-
стижении максимальной
температуры обжига (обыч-
но 1100—1150°) вначале
охлаждение следует вести
замедленно для лучшего со-
зревания черепка, а затем
значительно быстрее, вплоть
до температуры 650—700°.
Температурный интервал
охлаждения 700—500° явля-
ется наиболее опасным и в
этом интервале необходимо
охлаждать трубы возможно
медленнее. Дальнейшее ох-
лаждение обычно не связа

но с появлением тех или
иных дефектов.

В табл. 77 приведены

рекомендуемые скорости по-
догрева и охлаждения труб средних и больших диаметров, соответству-
ющие процессу обжига в течение 48 час.

Таблица 77

Скорости нагрева и охлаждения труб

Нагрев			Охлаждение		
температурный ии- терзал в град.	л.иггелъ- ность в час.	скорость в 9рад'час	температурный ин- тервал о сраа.	длитель- ность В ЧИС.	скорость л град.'чхм
20-200	6	30	цоо—1000	4	25
200—500	4	75	1100-700	4	75
500—700	6	35	700—500	10	20
700-1100	8	50	500—50	6	65

Для создания рекомендуемого температурного режима шодогрева
возникает необходимость использования рециркуляции печных газов на
начальном участке с тем, чтобы замедлить влагоотдачу изделий. Часто
применяемый отбор газов перед этим участком не достигает цели, так
как резкое снижение скорости газов в печи после их отбора приводит к
большим температурным перепадам по высоте обжигательного канала,
что особенно опасно для керамических труб, обжигаемых в вертикаль-
ном положении.

Скорость подъема температуры в зоне обжига можно регулировать
мощностью газовых горелок. Снижение скорости нагрева в опасном ин-
тервале температур (500- 700°) достигается рециркуляцией газов на
участке этих температур. В зоне охлаждения для создания участка мед-
ленного снижения температур, как уже отмечалось при описании обжига
керамических камней, целесообразно иметь муфельное устройство. 11}
отсутствии такого устройства необходимо отбирать нагретый воздух, и
пользуя его для подачи к горелкам и в сушильный цех. Для быстрого о
лаждения в интервале 1000—700° применяют различные мероприяти
перепуск воздуха мимо последующего участка медленного охлажденш

подача холодного воздуха в

виде вертикальных завес или черезспециал!

Рис. 390. Уплотненная саака ке-
рамических труб

но установленные «холодные» горелю
охлаждение свода путем снятия с нег
теплоизоляционного слоя и др.

Как неоднократно подчеркивалоо
при обжиге труб решающее знамени
имеет не только правильно выбранпа
температурная кривая, но и равномерно
распределение соответствующих темпе
ратур. В этом отношении следует реко
мендовать прежде всего канализован
ный под вагонеток, так как при сплошное
поде почти полностью исключается до
ступ газовых и воздушных лотокое
внутрь вертикально расположенных по
лых изделий. При отсутствии канализа-
ции пода рециркуляция печных газов не
достигает преследуемой цели.

Что касается равномерного прогрева
и охлаждения по горизонтальному сече-
нию садки труб, то особое влияние ока-
зывает плотность применяемой «начин-
ки»: чем выше эта плотность, тем менее
равномерно прогревается и охлаждается
садка. Чрезмерная плотность начинки
очень часто является основной причиной
дефектов, вызываемых неравномер-
ностью температурного поля. С целью
увеличения пропускной способности пе-

чен необходимо сочетать оптимальную плотность «начинки» с опти-
мальной плотностью самой садки труб. На рис. 390 показана уплот-
ненная садка труб различных диаметров на вагонетках с канализи-
рованным подом, применяемая на щекинском заводе «Кислотоупор». В
данном случае садка состоит из 12 труб диаметром 300 ям, с таким же
количеством труб диаметром 200 мм и 16 труб диаметром 150 мм. Об-
щая нагрузка на вагонетку размерами 2,14X11,75 м достигает 1808 кг.

з.	Сушка и обжиг керамических плиток

Керамическая промышленность выпускает облицовочные плитки из
фаянсовых масс и плитки для полов из спекающихся глин. Фаянсовые
облицовочные плитки изготовляют размерами после обжига 150х150л.«.
толщиной 4—6 мм.

Такие плитки, отпрессованные из .масс с относительной влажностью
6—7%, подвержены короблению еще до сушки при наличии в помеще-
нии «сквозняков», т. е. воздушных потоков. Это объясняется неравно-
мерным распределением влажности на поверхности плитки, что является
следствием неравномерной плотности ее после прессования. При средней
влажности плитки, например 8%, в различных частях ее поверхности
влажность колеблется в пределах от 6 до 10%. Ввиду малой толщины
плитки по сравнению с ее поверхностями чаше всего'возникновение не-
допущенной усадки приводит не только к образованию трещин, но и к
деформации (короблению), в особенности, когда влагоотдача происхо-
дит с одной открытой поверхности.

П. В. Соколов изучал условия сушки фаянсовых облицовочных пли-
ток в зависимости от метода их укладки (рис. 391). В заводских услови-
ях плитки сушат чаще всего стоп-
ками, уложенными на рамки
(или полки) плашмя или на реб
ро. Такая укладка преследует
две цели: увеличить емкость су-
шил по сравнению с одиночной
укладкой плиток и затруднить
деформацию их в период усадки.
Одпако при этом величина от-
крытой поверхности настолько
резко уменьшается по сравнению
с одиночной укладкой, что срок
сушки возрастает во много раз.
Общая поверхность испарения
сырой плитки при одиночной ук-
ладке составляет 0,047 м2, в то
время как при укладке стопкой
в 10 шт. свободная поверхность

испарения снижается до 0,007 м2 в пересчете на каждую плитку. В табл.
78 приводятся результаты, полученные П. В. Соколовым при интенсив-
ной сушке плиток стопками по 2, 4 и 10 шт.

Таблица 78

Рис. 391. Кривые сушки фаянсовой плит-
ки в зависимости от способа укладки
в стопку

I — стопки по 2 Шт.; 2 —стопки по 4 шт.:
а - стопки по 10 шт.; 4 —стопки по !0 пгт.,
прикрытые сверху и снизу обожжскно® плиткой

Сравнительные показатели сушки фаянсовых плиток в зависимости
от условий укладки в стопки

КОЛИЧЕСТВО ПЛИТОК В стоике (по висите)	Начальна*: влажность ПЛИТОК в %	Поверхность И.1Э1ООТ.13ЧН в м1	Проход житель* „ость сушки до оста точной влажности  -»=!% » мин.	Интенсивность испарения влаги в ка'лг* час		Характер II количество брака в %
				и пери 01 пос- тоянной скорос- ти влагоотдачи	среднее за период сушки	
2 шт.	10	0.051	45	0,72	0,46	Годные 100
4 .	9,5	0,056	40	0,22	0,126	Трещин 50
10 .	9	0.071	390	0,034	0.033	60
Ю .  (стопка покрыта сверху и снизу обож- женной плиткой)	8,8	0,071	480	0,055	0,0253	60

На рис. 392 показаны две кривые распределения влажности по по-
верхности плитки, расположенной в середине стопки из 10 плиток. В
центре плитки (точка Д) в обоих случаях влажность равна 10%. При
форсированной сушке (кривая А Б) углы плитки имеют нулевую влаж-
ность. Следовательно, перепад влажности между углами и центром плит-
ки достигает 10% или на каждый сантиметр (условно относя градиент
влажности к половинному размеру плитки) 1,35%/сл. При менее форси-
рованной сушке, когда поверхностная влажность распределяется по
кривой АВ, общий перепад между центром и углами равен всего лишь
7%, что составляет 0,95%/сж. Наблюдения .показывают, что при первом

режиме сушки на плитке не появлялись трещины, в то время, как при
втором режиме плитка покрывалась трещинами, идущими от углов и
боковых граней внутрь столки. Следовательно, плитки из данной массы,
отпрессованные в конкретных условиях, должны сушиться с такой интен-
сивностью влагоотдачи, чтобы плоскостной градиент влажности не пре-

вышал критического
значения, равного
1,1—1,2 %/см.

Установив соот-
ветствующий этому ус-
ловию безопасный срок
сушки для средней
плитки, нужно соблю-
дать этот срок для всей
стопки из 10 плиток.
Соблюдение этого ус-
ловия будет предопре-
делять предел колеба-
ния средних влажно-
стей каждой из пли-
ток, расположенных в
различных частях по
высоте стопки. Здесь
следует отметить, что
большие колебания ос-
таточных влажностей
в стопке плиток слу-
жат причиной различ-
ного качества их после

Рис. 392 Распределение влаги в плитке в зависимо-
сти от скорости сушки

обжига: поэтому равномерная сушка плито!

является неотъемлемым условием получения высокого качества го
товой продукции.

В этом отношении при форсированной сушке наиболее рациональ
ным методом укладки является одинарная или парная укладка. Теря5
при этом на емкости сушила, можно выиграть на его пропускной способ
ности, вследствие сокращения срока сушки и снижения сушильного бра
ка. Так, например, уменьшая количество плиток в стопке в 5 раз (с К
до 2 шт.), можно сократить срок сушки более чем в 15 раз (с 780 д<
45 мин.) при одинаковых качественных показателях. Что касаетс:
одиночной укладки, то в условиях лабораторных экспериментов плитк
можно высушить без дефектов в течение 10—15 мин.

Само собою разумеется, что приведенные выше соотношения могу
значительно измениться при сушке в заводских условиях в зависимост
от типа сушил, режима сушки и других практических обстоятельств. Од
нако следует иметь в виду, что при прочих равных условиях увеличена
•пропускной способности сушил тесно связано с методом укладки плиток
что является характерным фактором при сушке этого рода керамически:
изделий.

Плитки для полов наша промышленность изготовляет двух основны:
размеров: 100X100 л.и при толщине 8 ,и,ч и 150X150 .их при толщин
12 лл. Плитки малых размеров получили наибольшее распространени
ввиду того, что их .производство связано с меньшим количеством браю
в процессах сушки и обжига.
Сырьем для плиток для полов служат природные глины, принимаю-
щие приятную окраску после обжига. Все эти глины имеют значительно
меньшую влагопроводность в процессе сушки, чем отощенпые фаянсовые
массы, из которых изготовляют облицовочные плитки.

Плитки для полов обычно прессуют при влажности 9—11% и су-
шат в туннельных или конвейерных сушилах. При сушке плиток для по-
лов, как и при сушке облицовочных плиток, большое влияние на срок
сушки имеет способ их укладки.

В табл. 79 приводятся данные, полученные П. В. Соколовым при
форсированной сушке плиток малых размеров из николаевской глины
(температура воздуха 100°, скорость 4 м/сек).

Таблица 79

Сравнительные показатели сушки плиток для полов из николаевской
глины в зависимости от способа укладки их (размер плиток
109X109X6 мм!

Способ УМ1АКИ плиток при сушке	Начальная влажность п-ипхп а %	Площадь открыто.! 'югерхности ПЛИТКИ  в к1	I Интенсивность испл- реним пЛлги в кг/м9 час		Продолжительность сушки по периодом И мяк.			Характер Н количество брака а %
			период посто- ям ной скорое* тн влагоотдачи	среднее за пссь период  СУШКИ	X  Хм*» ш  Е о X	цидпютин скорость в.и- 1О()Т.1Л'Н1	н  •X X И	
В один ряд . . Стопкой:	10,4	0,027	1,3а	0,76	20	40	60	Годные 100%
по 2 шт. .	9,8	0,031	0,52	0,294	40	80	120	То же
по 4 шт. . .	11,3	0,037	0.42	0.14	40	200	240	Трещин 25%
по б шт. . .	10	0,045	0.245	0,098	40	200	240	.	33%

Как видно из таблицы, если сопоставить только сроки сушки без
оценки качества полуфабриката (т. е. влагоотдачу при одном и том же
режиме сушки), то выявляется пропорциональный рост длительности
сушки с увеличением количества плиток в стопке.

При определении режима сушки (в отношении параметров агента
сушки) как для облицовочных плиток, так и плиток для полов следует
иметь в виду, что скорость воздуха влияет на коэффициент испарения
влаги с поверхности этих изделий главным образом при низких темпера-
турах. Это влияние уменьшается с повышением температуры и почти
полностью прекращается при температурах выше 100°.

Этот характер влияния скорости воздуха объясняется тем, что при
сушке таких топких изделий, как керамические плитки, с повышением
температуры поверхность испарения влаги быстро уходит в глубь изде-
лия. В результате происходит испарение влаги в капиллярах с понижен-
ным уровнем жидкости и удаление ее ,в парообразном состоянии.

Увеличение производительности сушил для 'плиток следует вести в
направлении усиления мощности тепловых источников и вентиляционных
установок. При этом скорость воздуха должна соответствовать условиям
равномерности сушки, а температура должна быть максимальной при
данной скорости агента сушки.

В настоящее время плитки облицовочные и для полов обжигают
главным образом в туннельных печах. При производстве фаянсовых пли-
ток за рубежом для утельного и политого обжига применяют туннельные
печи муфельного или полумуфельного типов. Это дает возможность вы-
дающие изделиям хрупкость. О наличии таких трещин свидетельствует
дребезжащий звук, издаваемый плитками при простукивании. Иногда
при таком простукивании отбиваются углы плиток, если они сильно ос-
лаблены мелкими трещинами охлаждения. Причина появления этих
трещин — обратимые полиморфные преобразования кварца в интервале
температур 600—500°.

При охлаждении плиток проявляется еще так называемый середин-
ный треск а виде волосной песквозиой трещины по средней части плитки.

Рис. 393. Температурная кривая обжига фаянсовых плиток

После утельного обжига такая трещина может остаться незамеченной ни
при осмотре, ни при простукивании, но она легко проявляется после по-
литого обжига. Часто серединный треск приписывают дефектам прессо-
вания, ио в этом случае он должен был бы проявиться при нагреве, в
период усадки черепка.

Таким образом, основные дефекты утельного обжига являются
результатом ускоренного температурного изменения в определенные
периоды нагрева и охлаждения.

Это общее замечание относится в значительной степени и к полито-
му обжигу, когда могут выявиться те же виды треска, что и при первом
обжиге. Однако второй, глазурный обжиг имеет еще свои виды брака,
как «слипыш», пузырь, законченность, кристаллизация глазури и др.
Многие из этих специфических дефектов устраняются при применении
газового топлива, не содержащего серы, и обжиге в сильно восстанови-
тельной среде.

Следовательно, для рационального обжига плиток нужно прежде
всего применять температурную кривую, учитывающую необходимость
наличия определенных участков замедленного нагрева и охлаждения, а
именно, в интервале температур 400—600°. На рис. 393 показана пример-
ная температурная кривая, а в табл. 80—соответствующие скорости на-
грева и охлаждения при общем сроке утельного обжига плиток 32 часа.

Учитывая высокие требования, предъявляемые к внешнему виду
фаянсовых плиток как отделочному материалу и необходимость резкого
расширения ассортимента изделий (в частности, выпуск цветных пли-
ток), нужно всячески рекомендовать применение для их обжига муфель-
ных туннельных печей, как это принято во многих странах за рубежом.
В этом случае легко создается соответствующая температурная кривая
путем раздельного регулирования подачи газов и воздуха в самостоятель-
ные участки муфелей. Кроме того, при муфельном обжиге изделия полно-
стью защищены от загрязнения, воздействия вредных примесей топоч-
ных газов и находятся в окислительной атмосфере в среде чистого воз-
духа. При отсутствии муфельных печей целесообразно применять печи
открытого пламени с муфельными участками в интервале опасных тем-
ператур.

Таблица 80

Скорость нагрева и охлаждения фаянсовых платок

Нагрея			Охлаждение		
геыпгратурныА интервал г град.	длительность в час.	скорость н грал/час	температурный интервал в град.	длительность и чае.	скорость в грЛа./час.
20 200	4	45	1 200—1 000	4	50
200- 400	2	100	1 000—700	2	150
400-600	5	40	700—500	6	35
600-1 200	5	120	500—50	4	ПО

Учитывая, что в настоящее время в СССР все плиточные заводы
обжигают продукцию в печах открытого пламени, для получения рацио-
нальной кривой обжига следует применять те же мероприятия, которые
были рекомендованы для обжига керамических труб: рециркуляция га-
зов в начальный период нагрева и в зоне температур 400—600°; отбор
воздуха в зоне охлаждения — до наступления интервала опасных тем-
ператур.

Однако рациональная кривая температур может принести практи-
ческую пользу в том случае, если будут приняты меры по максимально-
му снижению перепада температур по высоте обжигательного канала
печи и созданию равномерного температурного поля по всему попереч-
ному сечению его. В этом отношении наиболее действенными мероприя-
тиями являются правильная конструкция пода вагонеток « садка капсе-
лей. Об этом упоминалось уже в шестой главе в связи с расчетом аэро-
динамического сопротивления различных типов садки капселей на Ку-
чинском керамическом комбинате. Прежде всего следует применять
тщательно отфутерованные канализованные вагонетки. Однако даже
при хорошо канализованном поде, но неправильной конструкции садки
капселей нельзя достичь равномерного обжига по сечению печного
канала.

Сопоставляя заводскую садку с тремя вариантами новой садки (гла-
ва шестая), легко усмотреть, в каком направлении необходимо улучшить
способ укладки капселей. Основные особенности вариантов новой садки
заключаются в следующем.

Площадь нового сечения самой садки значительно увеличивается:
до 0,35 -ч2 для первого наиболее разреженного варианта и до 0,23 м1 для
наиболее плотной садки по третьему варианту, хотя и равной живому
сечению заводской садки, но при значительно большей емкости ваго-
нетки. Большая часть живого сечения во всех случаях сосредоточена в
нижней части садки. Вредные зазоры между садкой и ограждающими
поверхностями обжигательного канала сведены к минимуму. Подсводо-
вое свободное пространство резко уменьшено за счет дополнительной
установки малогабаритных капселей с фасонными изделиями или куско-
выми материалами. Разрывы в продольном направлении садки сведены
до минимума или устранены.

Судя по аэродинамическим характеристикам, наиболее совершенной
является садка по первому варианту. В этом случае уменьшается аэро-
динамическое сопротивление садки, что сулит уменьшение газообмена
Печи с окружающей средой. В результате этого может быть достигнута
ощутимая экономия по расходу топлива и электроэнергии, а также улуч-
шение качества продукции вследствие уменьшения температурного пере-
пада в поперечном сечении печного канала при минимальном количест-
ве вредных зазоров.

Садка по третьему варианту имеет то преимущество, что емкость
вагонетки в этом случае возрастает на 16% по сравнению с первым вари-
антом. Однако, если учесть значительное аэродинамическое сопротивле-
ние и малое количество газов, протекающих по внутренним каналам
садки, то предпочтение следует отдать первому, а не третьему вариату.

Преимуществом первого варианта является и то обстоятельство, что
в отличие от третьего варианта подавляющее большинство капселей рас-
положены вдоль оси печного канала, а не поперек. При укладке плиток
внутри капселей параллельно продольным стенкам, как это принято
повсеместно на заводах, нагрев их по первому варианту садкн капселей
происходит более равномерно.

Опытное применение новой садки по первому варианту показало
правильность теоретических предпосылок. Распределение температур
по сечению обжигательного канала печи коренным образом изменилось.
Температурный перепад, по высоте садки резко уменьшился со всеми
вытекающими отсюда положительными результатами. Кроме того, только
изменением садки капселей можно достичь значительного увеличения
пропускной способности печи.

Для снижения брака по треску иногда плитки в капселях засыпают
сухим огнеупорным порошком. В Чехословакии плитки засыпают пред-
варительно обожженным кварцевым песком. Нельзя применять для этой
цели необожженный песок, так как в результате расширения кварца
разрушаются капсели. Целесообразно применять для засыпки мелкий
шамот (отходы производства капселей). При описанном мероприятии
увеличивается равномерность нагрела плиток и смягчаются тепловые
удары открытого пламени. Общеизвестно, что капсельное хозяйство ло-
жится тяжелым бременем на производство плиток. В связи с этим во
многих зарубежных странах (Чехословакии, ГДР, Швеции, Англии,
США) применяют бескапсельпый обжиг плиток в туннельных печах, что
дает значительное увеличение производительности последних. Так, па
Бойценбургском заводе (ГДР) для бескапсельного утельного обжига об-
лицовочных плиток применяют печь системы Керабедарф— прямого
действия в зонах обжига и подогрева, с муфельным охлаждением. Печ-
ной канал имеет длину 130 высоту 2.4 ж и ширину 1 .«. Продол-
жительность цикла обжига 80—84 часа при максимальной температуре
1230°. Обжиг идет на генераторном газе. Плитки укладывают на печную
вагонетку плашмя, столбами высотой от 1,2 до 2,4 ,ч.

В Чехословакии (на .заводах Рако и Горная Бриза) плитки обжига-
ют в муфельных печах системы Дресслера длиною 120 .ч, размерами
поперечного сечения—в ширину 1,29 м и в высоту до 2,4 м. Плитки
укладывают стопками (8 или 9 пар) на специальные огнеупорные эта
жерки и перекрывают утолщенными прокладками. Обжиг продолжает-
ся 54 часа при максимальной температуре 1280’.

В Англии, Швейки и США плитки укладывают также стопками на
карборундовые этажерки. В некоторых случаях применяют так называ-
смые сборные «муфельные» вагонетки. Обжиг ведут на высококалорий-
ном естественном газе или электричестве. Длина печей колеблется от
85 до 120 м, продолжительность обжига до 96 час.

При бескапсельном обжиге особое внимание уделяют рецептуре пли-
точных масс. В большинстве случаев применяют массы с повышенным
количеством отстающих материалов (50—60%) для увеличения термо-
стойкости плиток. При этом в качестве отощителен в большинстве слу-
чаев применяют компоненты, не содержащие несвязанного кварца. Пли-
точные массы при бескашселыюм обжиге в Чехословакии содержат до
59% обожженного каолина, 14% сырого каолина и 27% пластичной
глины. В США содержание отстающих материалов достигает 65%. В
массу для повышения термической стойкости взамен кварца и полевого
шпата вводят тальк и пирофилнт. На одном из американских заводов
главными компонентами плиточной массы являются тальк и пластичная
глина, применяемые в виде сухих порошков.

Если в плиточную .массу по необходимости вводят кварц, то техно-
логическая схема предусматривает предварительный обжиг его (ГДР,
Англия и США). Это предотвращает расширение кварца при обжиге
плиток, однако сжатие кварца в период охлаждения их имеет место.

Заводские наблюдения показывают, что для получения плиток вы-
сокого качества при бескапсельном обжиге скорость нагрева в интер-
вале температур 450—600° должна быть почти в 2 раза ниже, чем в
интервале температур до 450°. Значительное улучшение качества плиток
может быть достигнуто при применении масс, не содержащих кварцевый
песок или с предварительно обожженным песком, как это делается на
некоторых Заводах за рубежом.

А Т. Гельман проводил бескапсельный обжиг плиток из масс, содер-
жащих тальк вместо кварцевого песка, и с заменой части песка жжен-
ным каолином, по рецептурам (в %):

Тальков»» Массе с жжен-
иэсса цы» каолином

Глина ново-швейцарская......... 46	28

Каолин просяновский .................. —	20

Песок кварцевый (люберецкий)	.	.	—	22

Каолин, обожженный ири 1280й	.	.	—	20

Мел............................ 2

Тальк .............................. 12

Череп .	  40	10

При бескапсельном обжиге плиток из этих масс выход стандартной
продукции составил 85—90%. При этом же режиме обжига плиток из
массы с содержанием песка до 40% без жженного каолина стандартной
продукции 'получилось всего лишь 40—50%. Для экспериментальных масс
коэффициент линейного расширения в интервале температур 400—600°
был значительно меньше, чем у обычной заводской массы. Содержание пе-
ска в плиточной массе до 22% не оказывало ухудшающего влияния на ка-
чество плиток при бескапсельном удельном обжиге; однако повышение
его содержания до 40% приводило к повышенному браку по треску
охлаждения.

Ввиду того, что предварительный обжиг кварца представляет оп-
ределенные практические трудности, часто количество отошающих по-
вышают за счет ввода в массу значительного количества черепа как
обычного, так и низкожжешюго (800—900°). Для повышения термо-
стойкости массы в нее вводят добавки, образующие при высоких темпе-
ратурах минералы с малым коэффициентом теплового расширения. Так,
например, при вводе талька образуется термически устойчивый кордие-
рит.

37 к. А Нохратян

— 57.? —
Бескапсельный обжиг облицовочных плиток и плиток для полов
осваивается в СССР. При этом на действующих заводах, где фаянсовые
плитки сушат на конвейерных сушилах, встречается особое затруднение.
Поскольку на конвейерные сушила плитки укладывают на ребро наклон-
но, они получают обычно некоторую деформацию. При дальнейшем об-
жиге в капселе эта деформация частично может исчезнуть. Если же
деформированные плитки после конвейерной сушки укладывать в вер-
тикальные столбы с перекрывающими промежуточными плитами для
дальнейшего бескапсельного обжига, то неизбежно имеет место повы-
шенный процент брака вследствие механических повреждений.

В этом случае целесообразнее сушить плитки не в конвейерных, а
туннельных сушилах, укладывая плитки после прессования 'непосредст-
венно на печные вагонетки, пропускаемые через сушила, без последую-
щей перекладки плиток для обжига. При таком методе срок сушки,
безусловно, значительно возрастает по сравнению с сушкой в конвей-
ерных сушилах и доходит до 40—48 час., однако возрастает и емкость
сушил. В конечном итоге съем высушенных плиток на I л3 строитель-
ного объема сушил туннельных и конвейерных остается одинаковым. Это
обстоятельство в некоторых конкретных условиях приводит к рацио-
нальному решению вопроса о переходе с конвейерных сушил на тун-
нельные.

Бескапсельный обжиг плиток для полов осуществляется легче, чем
фаянсовых облицовочных плиток. Если плитки изготовляют из различ-
ных глин, то обычно в ячейки этажерочной вагонетки, обращенные к
горелкам, укладывают изделия из глин с малым содержанием окислов
железа, а в следующих рядах — с большим содержанием. В некоторых
случаях ячейки, обращенные к горелкам, экранируют шамотными пли-
тами. По практическим данным, с переходом на бескапсельный обжиг
качество плиток для полов улучшилось, выход продукции первого сорта
повысился на 20—25%. Использование печного объема увеличилось на
10—15%, расход огнеупорного припаса на единицу готовой продукции
снизился на 20—25%, а расход топлива уменьшился на 5—6%.

4.	Сушка и обжиг изделии

САНИТАРНОГО ФАЯНСА

Изделия санитарного фаянс, (унитазы, умывальные столы, слив-
ные бачки и др.) имеют значительные размеры и сложную конфигура-
цию, что обусловливает определенные трудности при сушке. Сушку
этих изделий в настоящее время ведут двумя ступенями — подвялкой и
досушкой.

Скорость влагоотдачи при прочих равных условиях зависит от со-
става шликера. Так, например, при отливке изделий на конвейере шли-
кер обычно содержит повышенное количество отощающих материалов
по сравнению со шликером при батарейной заливке. Кроме того, шликер
для конвейерного литья имеет среднюю абсолютную влажность 30—
32%, а при сливном и комбинированном способах литья — 33—34%.

Процесс подвялки представляет собой по существу начальный пе-
риод сушки, сопровождающийся усадкой изделий. В зависимости от
состава массы и метода формования количество влаги, удаляемой в
периад усадки, достигает 15—20% от веса сухой массы. Даже на сов-
ременных заводах подвялку ведут в самых примитивных условиях, по
сравнению с организованной искусственной сушкой.
На рис 394 показан режим подвялки и сушки умывальных столов
на одном из заводов санитарного фаянса. После набора и закрепления
черепка относительная влажность сырца составляет 23% (абсолютная —
30%). В период подвялки на прикрытие, а затем на рамах в течение
48 час. влажность снижается до 11%. Затем изделия сушат на стелла-
жах в течение свыше 50 час. до остаточной влажности около 2%, после
чего досушивают в монорельсовых туннельных сушилах еще в течение
24 час.

Рис. 391. Заводской режим сушки фаянсовых умывальных столов

Таким образом, общая продолжительность влагоотдачи составляет
почти пять суток, так как воздух на всех стадиях сушки имеет низкую
температуру и высокую влажность. В искусственном сушиле удаляется
всего 1% влаги, однако изделия пребывают в нем почти сутки также из-
за низкой температуры агента сушки. На отдельных заводах общий
цикл влагоотдачи длится до 150 час.

Раздельная ступенчатая сушка изделий санитарного фаянса вызы-
вается необходимостью выполнения различных промежуточных техно-
логических операций. При производстве, например, унитазов наливным
способом в зависимости от качества шликера, влажности гипсовой фор-
мы и температуры окружающей среды время полного набора черепка
составляет 10—16 час. После этого изделие обрабатывают: монтируют
тарелки и желоба, снимают заусенцы, подрезают перегородки водяно-
го затвора и т. д.

После разделки унитаза на гипсовом кольце его оставляют на стен-
де для провялки в течение 16 час. Затем изделия оправляют. Перед
оправкой по шаблону прокалывают крепежные отверстия на (постаменте
и желобе унитаза. Оправка заключается в нарезке резьбы на выводной
трубе, срезке литейных швов, заглаживании всех неровностей.

Предварительную сушку унитазов, как и подвялку, производят на
гипсовых кольцах, затем кольца удаляют и изделия окончательно до-
сушивают.

Формы для умывальных столов собирают в батарею по 14—18 штук,
причем их устанавливают почти в вертикальном положении (с уклоном
5—10°) вплотную друг к другу.
Шликер в гипсовой форме выдерживают до полного набора черепка.
Для закрепления последнего формы выдерживают на стенде 15—17 час.
После этого снимают верхнюю часть формы, зачищают литейные швы
и заусенцы и по шаблону вырезают монтажные и технологические от-
верстия. На открытую поверхность умывального стола накладывают гип-
совые прикрыши, стол ставят в горизонтальное положение, снова сни-
мают заусенцы, заделывают трещины, граням придают четкие очерта-
ния. Изделие с гипсовой прикрышей оставляют на литейной скамье
для подвялки в течение 2—3 час., после чего обрабатывают внутреннюю
поверхность —уничтожают шероховатости, полученные от формы. Через
20 час. после выемки из формы и подвялки на прикрыше умывальный
стол переворачивают тыльной стороной вверх и производят окончатель-
ную зачистку и отделку. После этого изделия снова подвяливают на
стеллажах, затем досушивают в сушилах.

Таким образом, отдельные стадии сушки неизбежно перемежаются
с многочисленными технологическими операциями, и в результате сло-
жившейся производственной традиции вопросам рационального режима
влагоотдачи и сокращения сроков сушки не придается должного зна-
чения. Между тем исследования показывают, что все стадии влагоотдачи
могут быть значительно ускорены при соблюдении определенных пара-
метров агента сушки и рациональных схем движения его в искусствен-
ных сушилах.

Здесь мы нс останавливаемся на таких мероприятиях по понижению
чувствительности фаянсовых изделий к ускоренной сушке и уменьше-
нию их начальной влажности, как отощение массы, применение электро-
литов и ряд других, хотя эти мероприятия значительно влияют на про-
должительность сушки. Рассмотрим лишь те возможности по сокраще-
нию сроков сушки, которые могут быть использованы при принятой уже
рецептуре массы и технологических параметрах производства.

Исследованиями НИИСтройкерамикн установлено, что принятые
на заводах длительные сроки подвялки и сушки изделий даже такой
сложной конфигурации и большого веса, как унитазы, не вызываются
необходимостью, обусловленной чувствительностью их к сушке. В эк-
спериментальной сушильной камере унитазы были высушены бездефект-
но в течение 15—18 час. по двухступенчатому режиму: до окончания
усадки сушка замедленная и резко ускоренная после окончания усадки.
Ускорение влагоотдачи во втором периоде сушки достигалось повышени-
ем температуры воздуха при постоянной скорости его.

В производственных условиях указанный срок сушки, конечно, по-
высится, однако приведенные экспериментальные данные могут служить
мерилом при оценке результатов скоростной сушки в заводских усло-
виях. Эта результаты, очевидно, будут зависеть от конструкции искусст-
венных сушил при прочих равных условиях.

Основное требование, которое должно быть предъявлено к рацио-
нальным условиям сушки изделий строительного фаянса,— равномерная
влагоотдача со всех поверхностей изделия. Это условие имеет особое
значение в данном случае потому, что речь идет о крупных изделиях
с чрезвычайно сложными очертаниями. В сушиле любого типа, как уже
отмечалось, равномерность влагоотдачи повышается с увеличенном ско-
рости агента сушки за счет снижения его потенциала сушки. Следова-
тельно, изделия санитарного фаянса необходимо сушить в вихревых по-
токах воздуха с возможно большими скоростями его. Само собою
разумеется, что при повышении скорости движения агента сушки долж-
на соблюдаться определенная граница для двух других параметров —
температуры и влагосодержания.
Олпако простое увеличение скорости воздуха не может обеспечить
равномерность омывания им всех поверхностей изделий, имеющих такую
сложную конфигурацию, как изделия санитарного фаянса.

Принцип больших объемов воздуха в данном случае целесообразно
со“стать с принципом направленности воздушных струй и потоков, над
разрешением которого работают многие конструкторы. Некоторые ва-
рианты конструктивного оформления направленности воздушных струй
при сушке унитазов предложены теплотехнической лабораторией
НИИСтройкерамикн. По одному из предложений унитазы после каж
дого периодического перемещения в сушиле оказываются над насадками
распределительного воздуховода, направляющими воздух во внутрен-
нюю полость изделий. Внешние поверхности изделий омываются общим
потоком воздуха, протекающим по рабочему пространству сушила.

Применение больших скоростей воздуха при пониженной темпера-
туре оказывает благотворное влияние на крупные изделия строительного
фаянса и в отношении напряжений, возникающих в них.

Необходимость .ведения сушки по двухступенчатому режиму и целе-
сообразность применения больших скоростей воздуха на протяжении
всего процесса сушки логически приводят к регулированию режима в
период влагоотдачи, сопровождаемой усадкой, а после окончания усад-
ки— изменением потенциала сушки воздуха. Практически наиболее
просто и экономически наиболее выгодно такое регулирование осуществ-
лять путем применения позонной оециркуляцин отработанного агента
сушки.

На действующих заводах санитарного фаянса интенсификация
сушки может быть достигнута прежде всего усилением тепловых источ-
ников и упорядочением вентиляционного хозяйства. Экспериментальные
работы показывают возможность снижения сроков сушки изделий сани
тарного фаянса: для унитазов до 18—20 час., и для умывальных столов
до 16—18 час.

Для сокращения сроков сушки ниже определенного предела, без
ущерба для качества изделий, следует переходить на отощенпые массы.
В табл. 81 приведены составы различных масс, которые были онробова-
пы Н ИИ Стройкера микой при форсированной сушке.

При обжиге изделий санитарного фаянса} так же как и при их
сушке,/возникают трудности, обусловливаемые значительными разме-

та блица 8!

Составы опытных .часе в %

Наименование компонентов	•Тонге ОДО)ГМСМ1 <  •»<М	5 «  4°;	О тощем- пая масса
Глина:			
часов-ярская . . .	—	—•	8
ново-швейцарская .	25	30	9 ।
Каолин глуховецкий	31	28	33
Песок люберецкий .	28	23	28

Наименование компонентов	Маста Кировске»! о завояп	Масса ЛМ1ИСНСК0- । о зяпод"	Огпщек- наа масса
Бой:			
фаянсовый ....	16	—	12
полуфарфоровып .	——	6	—
Полевой шпат . . .	—	——	6
Пегматит		—.	13	к—
Доломит 			—	4
рами и сложной конфигурацией изделий. Достаточно указать, что штуч-
ный вес обожженных изделий колеблется от б до 15

В настоящее время изделия санитарного фаянса обжигают главным
образом в туннельных печах, без капселей на этажерочных вагонетках
(рис. 395). За рубежом большое распространение получили муфельные
и полумуфельные печи, в то время как у нас применяют только печи
открытого пламени. Это обстоятельство затрудняет получение продук-

Рис. 395. Двухрядная укладка умывальных
столов на печную вагонетку

ции высокого качества. Выход
продукции первого сорта па
наших заводах не превышает
30—40%, в то время как на
передовых заводах за рубе-
жом первосортной продукции
выпускается 60—80%.

-I ^Изделия санитарного фаян-
са "отличаются сравнительно
невысокой термостойкостью и
большой чувствительностью к
воздействию высоких темпера-
тур, вследствие чего при недо-
статочно равномерном нагреве
и охлаждении в процессе об-
жига на них появляются тре-
щины. Особенно вредно влия-
ют на черепок и глазурный
слой изделий санитарного фа-
янса сосредоточенные факелы
горения.

От характера газовой сре-

ды и скорости охлаждения в
значительной степени зависит
качество изделий в отношении
их внешнего вида. Недостаток

кислорода в печных газах приводит к восстановлению некоторых
окислов, вследствие чего появляются специфические дефекты на глазур-
ном слое. При чрезмерно медленном охлаждении изделий после макси-
мальной температуры политого обжига происходит помутнение поверх-
ности вследствие рекристаллизации в глазурном слое.

Ввиду больших размеров и сложной конфигурации изделий важ-
нейшим условием быстрого и качественного обжига является равно-
мерное омывание их в рабочем пространстве печи газовыми и воздуш-
ными потоками. К сожалению, это главное условие не соблюдается во
многих случаях по тем или иным причинам. Прежде всего значительных
размеров достигает температурный перепад по высоте обжигательного
канала действующих печей в результате нерационального аэродинами-
ческого режима^Даже в печах с малой высотой этот перепад составляет
200—300°, не говоря о высоких печах, где перепад достигает 420^ (ки-
ровский завод «Стройфаянса», где высота печи составляет 1.7 ж).

Часто общему температурному перепаду по высоте печи противо-
поставляют перепад по .высоте обжигаемых изделий, однако последняя
величина не характеризует работы печи и может Исказить представле-
ние о неравномерности температурного поля в ней.

Главным мероприятием по снижению перепада температур в печах
для бсскапсельного обжига изделий санитарного фаянса следует счи-
тать увеличение скорости газовых потоков в зоне подогрева. Однако, вви-
Рис. 396. Двухрядная укладка умывальных
столов и унитазов на вечную вагонетку

ду того, что это мероприятие неизбежно должно увеличить аэродина-
мическое сопротивление зоны, а следовательно, и подсос холодного воз-
духа через подовую систему, одновременно необходимо организовать
уравновешенную аэродинамическую систему в подподовом пространстве.

Для увеличения скорости газов и воздуха необходимо с максималь-
ной плотностью заполнить изделиями и огнеупорным припасом попереч-
ное сечение печного обжигательного канала, а также применять разви-
той под вагонеток, так как при глухом поде невозможно достичь успеш-
ного обжига в печах открыто-
го пламени таких громоздких
изделий как умывальные сто-
лы, унитазы и др. Д

На рис. 396 показана сад-
ка, заполняющая печь за счет
высоко поднятого развитого
пода и двухъярусной укладки
изделии, причем второй ярус
не требует этажерочных дета-
лей. При такой укладке вес
обожженных изделий состав-
ляет около 370 кг, при общем
весе огнеупорного припаса все-
го лишь 1200 кг (отношение
1 :3,25). Относительно хорошее
заполнение печного простран-
ства достигается при совмест-
ном обжиге крупных санитар-
ных изделий и мелких хозяйст-
венных изделий в капселях и
без капселей.

Следует отметить, что
можно достичь значительных
выгод как экономического, так
и технического порядка, если
тесно кооперировать обжиг
большегабаритных санитарно-

фаянсовых изделий с другими изделиями разнообразных размеров, про-
думанно размещая их в поперечном сечении печи.

Для предотвращения сосредоточенного воздействия высоких темпе-
ратур в зоне обжига положительные результаты получаются при при-
менении развитых топок для горения газа, особенно жидкого топлива, с
выходом раскаленных продуктов горения в основном в развитую часть
пода вагонеток через керамическую его решетку. В этих условиях имеет
место полное горение топлива и ликвидируются очаги догорания в не-
посредственной близости от изделий.

Для защиты изделий от сосредоточенного воздействия высоких тем-
ператур их часто экранируют, т. е. защищают огнеупорными плитами с
продольных сторон вагонеток. Такие же плиты устанавливают в верх-
нем ряду этажерки с передней стороны вагонетки с тем, чтобы напра-
вить газовые и воздушные потоки в нижний ряд”этажерки.

Такая полумуфельная садка с успехом применялась в заводских
условиях. По данным Р. М. Законна и других, общий вес этажерки с
деталями, образующими канализованный под, составляет 1814 кг на
каждую вагонетку, в то время как вес капселей на одной вагонетке ра-
нее составлял 1400 кг. При этом срок службы деталей этажерки — 60
оборотов, капселей — 8—11 оборотов. Детали этажерок изготовлялись
из кордиеритосодержащей .массы, разработанной в НИИСтройкерамике
Р. К. Кордонской. Масса состоит (в %) из латненской глины ЛТ2—30,
шамота из той же глины — 44, миасского талька 11, технического гли-

нозема 15. Коэффициент термического расширения черепка из массы
указанного состава 2,5-Ю-6; температура начала размягчения под на-
грузкой 2 кг!см2 равна 1370°.

В зарубежных странах срок обжига таких изделий составляет 36—
48 час. в муфельных туннельных печах, в то время как на заводах СССР

при бескапсельном об-
жиге достигнуты сро-
ки 18—24 часа. Несмо-
тря на это съсмы гото-
вой продукции с I -м3
печного объема на пе-
редовых зарубежных
заводах не. ниже, чем у
нас. Это объясняется
лучшим использовани-
ем объема обжигатель-
ного капала в муфель-
ных печах, где вагонет-
ки пе имеют канализи-
рованного пода.

Па рис. 397 приве-

дена примерная тем- рнс 397, Температурная кривая обжига изделий
пературная кривая	санитарного фаянса

утельного обжига из-
делий санитарного фа-

янса в туннельных печах открытого пламени при сроке обжига 24 часа.
В отличие от температурных кривых обжига керамических труб и пли-

ток в данном случае не предусматриваются участки замедленного подо-
грева и охлаждения в связи с полиморфными изменениями несвя-
занного кварца. Прежде всего, как видно по табл. 82, в которой приве-
дена рецептура масс санитарно-фаянсовых изделий трех действующих

заводов, в массу вводят кварца меньше, чем, например, при изготовле-
нии фаянсовых плиток.

Таблица 82

Составы масс санитарно-фаянсовых изделий (без электролитов)

Состав массы	Содержание и %				Состав мисси	Содержание а %			
	Ли ннг ри 1- СКИЯ ЗИВ01	Славянский инод	КировеКПИ завод			Ленинград-  СИНИ ДЛ0ОТ	того*	Кировский завод	
			ДЛИ  НИН вейер»	для стендо- вой  □глинки				Х.1Я кон- вейера	для стендо- вой  ОПИИиИ
Глина: часов-ярская . ново-пгвепцарс- кая . .  Полевой шпат . .  Каолин прося- новский ....  Песок: люберецкий . . глуховецккн. .	26  10  31  28  Г	14  14  28  26.3	9  15  31.5  28	13  15  31,5  28	Кварц	  Пе:матит ....  Черен:  полуфарфоро- ьйн	  фаянсовый . .  Доломит		1 1 о.	II	0.7 4  13	3  13  0.3	3  8  1.5
Кроме того, при значительной толщине черепка равномерный нагрев
и охлаждение изделий при всех температурах приобретает большее зна-
чение, чем локальное замедление этих процессов на определенных участ-
ках за счет их форсирования в других температурных интервалах. Поэ-
тому в туннельной печи обычно максимально удлиняют зону подогре-
ва и особенно зону охлаждения за счет сокращения промежуточной зоны
обжига. Только после достижения максимальной температуры поли-
того обжига рекомендуется ускоренное охлаждение до 1000° с целью
улучшения внешнего вида глазурного слоя.

Для обеспечения соответствующего режима обжига крупных изде-
лий санитарного фаянса практически определились следующие приемы
ведения обжига в туннельных печах открытого пламени:

1)	максимальное заполнение садкой изделий рабочего объема об-
жигательного канала печи;

2)	отсутствие местных рециркуляционных зон и воздушных завес,
нарушающих равномерный подогрев и охлаждение изделий;

3)	отсутствие дополнительных горелок (малого огня) в зоне подо-
грева, ускоряющих подъем температуры в этой зоне;

4)	беспламенное горение топлива в выносных топках с керамически-
ми распределительными решетками, с выходом газов в значительном ко-
личестве в развитой под вагонетки;

5)	подача максимального количества воздуха для горения непос-
редственно к форсункам для создания устойчивой окислительной атмос-
феры в зоне высоких температур;

6)	усиленное муфельное охлаждение после достижения максималь-
ной температуры обжига;

7)	отбор горячего воздуха из зоны охлаждепия и подача его в зону
подогрева для снижения перепада температур в .последней;

8)	наличие хорошо отрегулированного аэродинамического режима
в подвагонеточном пространстве; поддержание избыточного давления
под зоной охлаждения с целью распределенного поступления воздуха
в эту зону и предотвращения попадания дымовых газов из зоны обжига
в зону охлаждепия.
1-4 таблица воздуха (теплосодержание / и влагосодержание 4 влажного													
Г Н град.	»»%												
	1СО		90		80		70		60		50		
	1 1	л	I	а	г 1	4	/	а	• 1	4	7	* 1	
-15	-2,98	1.04	—3,04	0.94	—3.10	0.83	-3,16	0,73	-3.24	0,62	—3.29	0,52	
-Ю	—1.43	1.63	-1.53	1.47	-1.63	1,30	-1.78	1.14	-1.82	0,96	—1.91	0.82	
-«	0,ао|	2,52		0,15	2.27	0,00	2,0В	-0.15	1,70	-0.30	1,51 |	-0.46 |	1.26 |	
0 1	2.30	З.Я5	2,06	3,46	1.83	3.071	1,61	2,59	1,37	2,30	1,15	1,92	
б	4,10	6.51	4.16	4,95	3.83	4.40	3.50	3.85	3.17	3.29	2,84	2.74	
10	7,06	7.78	6.60	7.00	6,13	6.21	6,66	5.43	5,19	4.66	4.72	3.87	
15	10.15	10.86	9.48	9.76	8.82	6.66	8.16	7.55	7.50	6,47	6.84	5.38	
20	13,88	15,00	12.96	13,46	12,02	11.94	11,10	10.42	10,19	8,91	9,28	7.41	
25	18,45	20,50	17,17	16,38	15,89	16,29	,14,69	14,21	13.37	12,14	12,12	10,08	
30	24,14	27.78	22,38	24,89	20.63	22.00	18.90	19,19	17,18	15,37	15.4В	13.И	
35	31.27	37.37	23.86	33.43	28.48	29.54	24.13	25.70	21,80	21.90	19.30	18.14	
40	40.31	49.98	37,02	44.62	33.78	39,35	30.59	34.16	27,45	29.95	24,36	24.03	
45	51.86	66.57	47.36	69.28	42.96	52.14	38.65	45,15	34,43	38.31	30.29	31.63	
50	66.74	88.42	60.58	76.47	54.59	68.79	48.76	59,38	43,08	50,21	37,58	41.29	п
65	86.18	117.50	77.69	103,80	09,49	90,60	61.58	77.85	53.94	65,57	46,57	53,70	
60	112.06	166.64	100.16	136.54	88.82	119,35	78,01	102,00	67,68	85.44	57,81	69,61	
65	147.15	210.31	130,19	183,15	114.27	157.60	99.32	133,77	«4,25  107.99	111,28	71,90	«8.96	
70	195.30	285.99	171.37	246.21	148,49	239.73	127,43	176.15		145.16	69,86	116.33	
75	258,20	397.29	229.89	335,37	195,84	282,25	165,37	233,86	137,95	193.31	113.17	150.96	
80	380,22	571.34	317.27	471,60	М3.90	387,06	218,09	314,53	178,35	251.62	143,54	196,55	
85	574,83	874.65	459,03	691.72	368.15	548.23	291,96	432.73	234.77	337.73	184,40	258,35	
90	981,06	1508.86	719.7з\ 097,51		542,29	814,24	413.93	616,33	316,62	463,62	240,80	344.13	
95	2320,34	3001.74	1344,84	2071,68	886,0?	1352.19	619.45	934.27	445.27	661.27	322,62	469.12	
99,4	*	ПО	3710,31	5761.26	15ВД.О4	2555.93	977.28	1488,7.1	635.11	963.60	431,56	636.07	
100	—	—	3707.76	5754,47	1659.81	2554,20	977.26	1487.8:	638.18	955,06	431.68	635.76	1
НО	**	—	3735,23	5736,61	1669,34	2846,41	983.90	1483.54	641.38	952,42	436.0)	634.12	
120	1 -	—	3745,47	5720,56	1679,54	2539.84	1 990,96	1479,8	646.79	950,17	440,46	632.71	
130	-	—	3765,41	5706.03	1890.06	2533,97	998.12	1476.51	652,37	948.23	445.01	631.48	
воздуха на 1 кг содержащегося в нем сухого воздуха при р=745 дд рт. ст.)

													Г в град.
40			30		20		10		1 5		0		
	) '	а	1 '	4	1 '	Л	/	А	1 /	а	7	1 л	
	-3,35	0.42	-3,41	0.31	-3,47	0.21	-3.53	0.10	-3.56	0.06	-3.59	0.00	-15
	—2,01	0.66	-2.11	0,49	-2,20	| 0.33	-2,30	0.16	-2,35	1 0.08	| -2.39	1 -	-10
	-0.60	1.01	| -0,75	| 0.75	| -0,90	| 0.50	-1.50	0.25	-1.12	1 0.13	| —1.20	1 —	-5
	0.91	1.53	0.69	|	1.15	0,46	| 0.77	| 0.23	0.38	0.11	0.19	0,00	1 -	0
	2.51	2.19	2.18	1.64	1.85	1.09	1.83	0.К	1.36	0,2?	1.20	—	5
	4,25	3.0»	3.78	2,31	3.32	1.54	2.86	0.77	2.02	о.эд	2.39	—	10
	6,19	4,30	5.54	3,22	4.88	2.14	4.24	1.07	3,91	0.53	3.59	—	15
	3.37	5.91	7.47	4.42	6,57	2.94	5.68	1.47	5.23	0,73	4.79	—	20
	10.88	8.04	9,64	6.01	8,42	3,99	7.20	1.99	6.39	0.9»	5.99	—	35
	13,79	10.82	12.12	8.08	10. К	5,36	8,82	2,67	8.00	1,33	7,19	—	30
	17,23	14,43	14.98	10,76	12.76	7.13	10.66	3.55	9.47	1.77	8,39	—	35
	21.31	19.07	18,32	14.20	15.37	9.40	12.45	1,-И	11,01	2,32	9.58	—	40
	26.23	25.03	22.25	18.68	18.36	12.27	14.53	6,07	12,65	3,02	10.78	-	46
	32.18	32,60	26.93	24.13	21,82	15,88	16,84	7,84	14,40	3.90	11,96	—	50
	39.45	42.24	32,55	31.15	25.89	20,43	19,43	10.05	16.28	4.96	13.18	**	55
	46.38	54,48	39.33	39.96	30,67	26.10	22.36	12,78	18.33	6.33	14.38	—	61
	99.43	70.02	47.58	51.08	86.35	33.15	25.70	16.14	20,68	7.97	15.58	—	65
	73.24	89.83	57,66	65.03	43.13	41.90	29.53	20,27	23.05	9.97	16.78	-ч	70
	90.64	115.21	70,09	62.80	51,26	52,74	33.96	25.30	25.81	12.40	17.99	—	75
	112.83	147,96	85.51	104,77	61.07	66.15	39.0»	31.41	28.89	15,32	19,19	—	80
	141.68	190.95	104.92	.133.07	73.02	82.83	45.07	38.84	32.38	18.83	20,39	—	85
	179,69	248.12	129,53	169.34	87.61	103.54	52.09	47.81	36.28	23,02	21.59	—	90
	231.61	326.60	161.43	216,75	106.69	129.65	60.35	58.68	40,73	28.02	22.79	—	95
	296.35	423. да	198.19	271.75	125,31	158.06	68.91	70.23	45.20	33.24	23.85,	—	99.4
	296,50	423,21	198,35	271,66	125.59	108.23 |	60.10	70,22	45.35	33,24;	24.00	—	100
	299,22	422.19	201.62	271.06	128.51	157.90	71.74	70.09	47,87	33.16	26.4Щ	—	НО
	303,02 |	421,31	204,94	270,53	131.47	157.62	74,39	69.97	60,40	33.13	28.81	—	120
	306.58 |	42(1.55	208,30 |	270,07	134.43	167.37	77.06	69,87	52,92	33,08	81.21	—	|ЗО
														
		<? Л %												
	/ н трал.	100		90		80		70		60		50		
		7	1 *	I	*	7	<1	I	а	7	<*	1	<	
	140		ао	3787,61	5696.28	1700,86	2528,«.	1006,63	1173.79	«8,06	946,50	449,66	630.42	
	19)	-	—	3810.11	5685.22	1712,06	2634,09	1013.2»	1471,23	663.87	.944.96	454.36	029,47	
	1С0	—	—	3831.64	5874.02	1723,57	2520.04	1021.08	1460.09	669.80	913.07	4.59.14	628,64	
	170	—	—	38.55,23	««;«	1735,53	251С.71	1(129.01	1467.12	676.79	942,47	463,97	627,90	
	1яо	—	-	3879.ОЬ	5668,49	1747.61	2513,67	1037.10	1465,44	681.90	941.47	468,85	627.28	
	190	—	—	3003.26	5661,63	1759,65	2310,96	1045.30	1463,90	668.06	940,56	473,78	626.67	
	200	—		3929.18	5647.36	1772,22	29)8.29	1063.56	1162,47	694.28	939,70	478,75	«26.15	
	210	—	—	3083,29	5641.39	1764,63	2306.24	11161,93	1461.25	ЛЮ, 15	938,95.	483.68	«25,68	
	?20	—	—	3979.10	5636.10	1797.62	2594,10	1070.47	1460,19	706.89	938,29	488,80	«25.27	
	230	—	—	4000..83 5882,87		1810.53	2508.35	1078.68	1459.16	713.27	• ,;г	193,86	624,88	
	м	-	— .	«020. [2	5627.97		2500,74	1087,62	1461,28	719.99	937.13	498.16	€24.54	
	230	—	—	«68,07	6625,26	18.35,65	2499.23	1096.33	1457.47	726.14	936,61	504,09	624.22	
	260	-	—	4084.05	5621, №	1849,90	2497,91	1105,03	1456.67	732,66	036,1Я	509,23	623.94	
	270	—	-	4111.36	56В,80	1663.16	2496,59	1113.80	1455.97	739,19	935,77	514.11	623.68	
	280	—	-*	4138.84	5616,62	1875.51	2495,36	1122.71	1455,41	745,76	936.30	519.60	623.44	
	•з«	—	—	4163,29	5613,05	1890.18	2494.56	1131.61	1454,83	752.33	935.04	524,81	623,22	
	300	—	—	4196,11	5611.25	1903,69	2493,44	1110,54	1454.27	758.98	934.71	.530,06	623,02	
	390	—	—	4333.67	5603.21	1972,60	2489.96	1186,01	1462.31	792.58	933.51	556.51	622.25	
	400	—	—	4477,53	5597,53	2043.09	2487.54	1232,40	1430.94	836.78	902.67	58.1.39	621.72	
	460	—	—	4624.93	5293.60	211С.С0	2485,90	1279,68	1450.01	861.54	902.11	, । -	621.36	
	юо	— .		4775.17	5590.82	2183,55	21М.73	1327.68	144&.Ш	696.74	931.71	638.17	621.11	
	550	—		^4928.71	5.589,05	2364.60	2183.91	1376.€2	1448.92	ВД2.64	931,44	666,28	620,94	
	ООО		/ —	5084.00	5587.75	2140,89	2483,36	.1425,26	мала	968.95	931.25	494.53	633.81	
	65"	—	—	5243.77	5686.71	2418,38	2482.50	1476,60	«48,36	1005.71	931.08	723.17	620.72	
	700	--	—	5405,42	5585,99	2497,11	2482.62	1527.70	1448.21	1012.918	930,99	752.14	620.65	
	750	—	-	5559.80	5683.44	2677.07	2482. 40	1579.31	1448,08	1080.72	930,91	781.45	620,61	
	800	77	—	5736,94	5685,08	2656.30	2482.27	Р332.ОВ	1448,00	1118,95	930.86	811.07	620.57	

м
II родолжение прил I

													1 в град
1	<0		30		20		10		5 1		0		
	1	“ 1	I	а	/ 1	й	7	а		“ 1	7	а	
	310,79	419,88	211,С»	359.67	137.43	157.16	79.73	09.78	55,46	33,04	33.62	0.00	140
	314,76	419.29	218.11	260.32	140,44	156,97	62.41	69,71	88,00	33.01	36,03	1 —	150
	□18,77	418.78	218.56	269.01	143,45	156,79	85,10	69.64	60.58	32.97	38.44	—	160
	322.81	418.32	222,05	258.74	146,50	156,66	87.79	69,58	63.08	32.95	40.86	—	170
	326.88	417.92	225.52	268,50	149.64	156.53	90,43	69,52	65.63	32,92	43,27	—	180
	331,се	417,62	229,03	268.28	152.60	193,41	#3,19	69.48	68.18	32,90	45,69		190
	385.11	417,22	232.55	268,08	155.66	156. .10	95,89	69,43	70,73	32.88	48,10	—	200
	339,26	416,93	236,06	267.91	158,72	156.21	98.59	69.39	73,28	32,86	50,52	*-	210
	1Ш.44	416,67	239,64	267.75	161.82	156,12	101.32	09.36	75.85	32,85	52,94		220
	347,63	416.43	213.20	267.60	164.91	158,04	104,04	09,33	78.41	32,83	55,35	-Г	230
	351,84	416.22	246.78	267,48	16Н.00	155.97	106.76	69.30	80,97	32,82	57,<7	—	240
	ЗО8.С9	416,02	260,38	267,36	171.11	155.91	110,48	69.27	83.54	32.81	80.20	—	250
	360.32	415,84	253.97	267.25	174,22	155,85	112.21	69.25	86,11	32.80	62.62	—	260
	364,58	415,68	267,57	267,15	177.34	155.80	114,95	69.23	88,68	32,79	65.ОС	—	ЭТО
	.«68,83	415.52	261.19	267,06	180, 46	115,75	117.68	69.20	91,25	32.78	67,47	—	2№
	373,14	415,39		266,93	163,59	155,70	120,42	6». 19	93,83	32.77	69.59	—	290
	377.44	415,26	268.46	266,90	186.72	155,66	123.17	69.17	96.40	32.76	72,32	—	300
	399,14	414.77	286,76	266,61	202.46	165,50	136,91	69.10	109.31	32.73	84,47	—	350
	421.14	414,44	305.26	266,41	218,34	155.39	150,74	69.06	122.28	32,71	96.66	—	400
	443.39	414.22	323.92	266,27	234,33	165,32	164.61	69.00	135.29	.гп	108,88	—	450
	465.80	414.06	342,68	266,18	250,33	155.26	178,50	69.00	118,25	32.68	121.04	—	МО
	188.63	413,96	361,77	266,11	266.61	155.22	192,62	68.90	161,45	32.68	133.41	—	550
	511.60	413,87	380,93	266.05	282.93	1Б5.2О	206,71	68.96	174,61	32.57	145,72	—	600
	534,81	413,81	400.27	266,02	299.36	155,18	220.87	68,97	137.82	32.67	1Б8.О7	—	6М
	568,34	413,76	419.76	266,00	315.88	158.16	235.08	68.96	201,07	32.67	170,45		700
	581,93	413,74	439,40	265,97	332.51	155,15	249.38	08.96	214,37	32.66	182.87	—	750
	005.83	413,72	459.22	' 265.96	349.26	155,18	263.73	68.95	227,72	32,66	196,31	—	800
хого

							—	%
						’	—г		
Г в грол								40
	100	90	80	ТО	60	50	’	—у	
-!5	0,7472	0,7470	0,7469	0,7468	0,7467	0,7465		
-10	0,7624	0,7622	0,7620	0,7618	0.7616	0,7614		0 771
5	0,7780	0,7776	0,7773	0,7770	0.7767	0,7764		0 7*Ц
0	0,7941	0,7937	0,7932	0,7927	0.7922	0,7925		0 км
5	0,8108	0,8101	0.8094	0.8087	0,8080	0,8073		П 82
10	0,8284	0,8274	0.8283	0.8253	0.8243	0.8233		0 81
15	0,8472	0,8457	0.8442	0.8427	0,8413	0.8398		0 85,
20	0,8675	0,8654	0.8633	0.8613	0,8592	0.8572		О 87!
25	0,8899	0.8870	0.8841	0,8812	0,8783	0,8755		О
30	0,9151	0,9110	0,9070	0,9030	0,8990	0.8951		О 91
35	0,9438	0,9382	0.9327	0.9272	0,9217	0,9164		
40	0,9775	0,9697	0,9620	0,9545	0,9471	0,9398		0.93 л '-Я
45	1,0175	1,0068	0.9963	0,9860	0,9759	0,9660		о 9Й
50	1,0662	1,0513	1.0338	1,0228	1,0090	0,9957		1 01
55	1,1268	1,1060	1,0860	1,0667	1,0480	1,0300		1 04
60	1,2041	1,1748	1,1468	1.1201	1,0946	1,0702		
65	1,3059	1,2636	1.2239	1,1866	1,1514	1,1170		* •  1 13
70	1,4448	1,3280	1,3244	1,2713	1,2222	1,1754		1 19
75	1,6441	1,5466	1,4600	1,3824	1,3126	1,2494		1 2в
80	1,9500	1,7885	1,6513	1,5336	1,4313	1.3117		
85	2,4762	2,1759	1.9401	1,7502	1.5938	1,4628		1 <6
90	3,5654	2,8824	2,4176	2.С812	1,8264	1,6268		
								1 61
95	7.1448	4.5662	3,3529	2,6476	2,1863	1,8612		1 80
94	7,1448	10,9192	5 4498	3,6277	2,7167	1,1700		1 81
100	7,1418	10,9251	5,4554	3,6318	2.7198	2,1726		1 83
110	7,1448	11,2026	5,5943	3,7248	2,7899	2,2290		1 9(
120	7,1448	11,4801	5,7342	3,8183	2,8602	2,2855		1
130	7,1448	11,7576	5.8741	3,9117	2,9308	2.3122		1 95
140	7,1448	12,0403	6.0140	4,0059	3.0015	2,3990		2 01
150	7,1448	12,3224	6.1547	4,0999	3.0723	2,4558		2 0!
160	7,1448	12,6000	6.2956	4,1944	3,1433	2,5128		2 Н
170	7,14-18	12,8828	6.4376	4,2889	3,2144	2,5698		23!
180	7,1448	13,1655	6.5796	4,3838	3,2858	2,6270		
	•				3.3571	2.6842		2.25
190	7,1448	13,4483	6,7216	4,4787				2 21
200	7,1448	13,7361	6,8636	4,5735	3,4285	2.7414		2 33
210	7,1448	14,0189	7,0066	4,6687	3,5000	2.7987		2 33
220	7,1448	14,3623	7,1 188	4,7641	3,5716	2,8561		2 <
230	7,1448	14,5902	7,2918	4,8593	3,6432	2.9134		2 41
240	7,1448	14,8730	7,4348	4,9549	3,7148	2,9708		2 Я
250	7.1448	15,1609	7,5778	5,0504	3,7865	З.С283		2 Я
260	7.1448	15,4441	7,7210	5,1458	3.8583	3,0858		2 6
270	7.1448	15,7321	7,8610	5,2413	3,9301	3,1132		2 Я
280	7,1448	16,0199	8,0070	5,3372	4.0019	3,2007		2 Ц
290	7,1448	16,3033	8,1513	5,4329	4,0738	3,2583		
					4,1456	3,3158		2.71
300	7,1448	16,5911	8,2943	5,5285				3 ц
350	7,1448	18,6290	9,0132	6,0081	4,5055	3,6039		33
400	7.1448	19,4680	9,7330	6,4881	4.8657	3,8922		3 4
450	7,1448	20,9084	10,4536	6,9686	5,2262	4,1807		3 Ч
500	7,1448	22,3499	11,1746	7,4495	5,5869	4,4693		ЗЯ
550	7,1448	23,7931	11,8960	7,9305	5,9178	4,7581		4’3
600	7,1448	25,2364	12,6178	8,4118	6,3088	5,0469		4Л
650	7,1448	26,6798	13,3396	8,8930	6,6697	5,3357		4.4
700	7,1418	28,1235	14,0615	9,3744	7,0308	5,6246		4 Л
750	7,1448	29,5674	14,7836	9,8558	7,3919	5,9135		5,11
800	7,1448	31,0118	15,5058	10,3373	7,7530	6,2024		
			- 586 —			•		
и I кг су

	1<
1.7465 |,7614 .7761 .71425 .8073 .8233 .8398 .8572 .8755 .8951 .9164  .9398 .9660 .9957 ,0300 ,0702 .1170 ,1754  .2494 .3417 .4628 ,6268  8612 ,1700 .1726 12290 ,2855 3522 3990 ,4558  5128 5698  6270 6842  7414 "987  8561 9134  9708 (28.3 0858  1432  2007 2583  3158  6039 Я22 1807  4693  7581 И69 3357 5346  9135  В024	

кого воздуха в м’/дг при р—760 мм рт. ст.

• %							1 в град
	40	30	|	20	10		о	
	0,7464	0,7463	0,7462	0,7460	0,7460	0,7459	-15
	0,7612	0,7610	0,7608	0,7606	0,7605	0,7604	— 10
	0,7761	0,7758	0.7754	0,7751	0,7750	0,7748	- 5
	0.7912	0,7907	0,7902	0,7897	0,7895	0,7893	0
	0,8065	0,8058	0,8051	0,8044	0,8041	0,8037	5
	0,8222	0,8212	0.8202	0,8192	0,8187	0,8182	10
	0,8369	0,8369	0,8355	0,8340	0,8333	0,8326	15
	0,8551	0,8531	0,8511	0,8491	0,8481	0,8471	20
	0,8727	0,8698	0,8670	0.8613	0,8629	0,8615	25
	0,8912	0,8873	0,8835	0.8797	0,8778	0,8760	30
	0,91И	0,9058	0,9006	0.8955	0,8929	0,8904	35
	0.9326	0.9255	0,9189	0,9116	0,9082	0,9049	40
	0,9563	0.9168	0,9375	0,9283	0,9138	0.9193	45
	0,9827	0.9700	0,9576	0.9455	0,9396	0,9338	50
	1,0125	0,9957	0,9794	0,9635	0,9558	0,9482	55
	1.0469	1,0245	1,0030	0,9824	0,9725	0,9627	60
	1 .С-870	1,0573	1,0292	1.0025	0,9896	0,9771	65
	1.1345	1,0951	1,0583	1.0239	1,0075	0,9916	70
	1,1919	1,1394  1,1950	1,0912	1.0-169	1,0261	1,0060	75
	1,2625		1,1289	1.0720	1,0466	1,0205	80
	1.3515	1,2558	1,1725	1.0995	1,0662	1,0349	85
	1,4662	1,3342	1,2237	1,1300	1,0882	1,0494	90
	1,6197	1,4332	1,2849	1,1644	1,1117	1,0638	95
	1,8055	1,5451	1,3482	1,1980	1,1341	1,0765	99,4
	1,8078	1.5473	1,3519	1,1999'	1,1359	1,0783	100
	1.8550	1,5880	1,3876	1,2318	1,1662	1,1072	НО
	1,9024	1,6287	1,4234	1,2638	1,1966	1,1361	120
	1.9498	1,6695	1,4593	1.2958	1,2269	1,1650	130
	1,9972	1,7103	1,4951	1,3278	1,2573	1,1939	140
	2,0448	1.7512	1,5310	1,3598	1,2877	1,2228	150
	2.0921	1.7921	1,5667	1,3918	1,3180	1,2517	160
	2.1401	1,8331	1,6029	1,4238	1,3484	1,2806	170
	2.1878	1,8741	1,6388	1,4559	1,3788	1,3095	180
	2,2359	1,9151	1,6748	1,4879	1,4092	1,3384	190
	2.2833	1,9562	1,7108	1,5199	1,4396	1,3663	200
	2.3312	1,9973	1,7468	1,5520	1,4700	1,3962	210
	2,3790	2.0384	1,7828	1,5841	1,5004	1,4251	220
	2.4269	2.0794	1,8188	1,6161	1,5308	1,4540	230
	2.4749	2,1206	1,8519	1.6482	1,5612	1,4829	240
	2,5228	2,1617	1,8909	1,6803	1,5916	1,5118	250
	2,5707	2,2028	1,9269	1,7123	1,6220	1,5407	260
	2,6187	2,2440	1.9630	1,7444	1,6524	1,5696	270
	2.666	2,2852	1.9990	1,7765	1,6828	1,5985	280
	2,7146	2,3263	2,0351	1,8086	1,7132	1.6274	290
	2.7626	2,3675	2,0712	1.8407	1,7436	1,6563	300
	3,0028	2.5735	2,2515	2.0011	1,8957	1,8008	350
	3,2432	2,7797	2.1320	2,1616	2,0477	1.9453	400
	3,4837	2,9859	2,6125	2,3221	2,1998	2,0898	450
	3,7243	3,1922	2,7930	2,4826	2,3519	2,2313	500
	3,9650	3,3985	2,9736	2,6131	2,5040	2,3788	550
	4,2057	3,6048	3,1542	2,8037	2,6561	2,5233	600
	4,4464	3,8112	3,3318	2,9642	2,8082	2.6678	650
	4,6871	4,0176	3.5154	3,1247	2,9603	2,8123	700
	4,9279	4,2239	3,6959	3,2853	3,1124	2,9568	750
	5,1587	4,4303	3.8765	3.4458	3,2645	3,1013	800
П РИЛОЖЕНИЕ 3

Объемный вес влажного воздуха			(в.Л в кг/.и3 при р—760 .«.« рт.			:т	Объемный в	
( и град.	ч> в %							1 в град.
								
		20	40	ъо	80	100		
—20	1,396	1,396	1.396	1,396	1,396	1,396		—20
-15	1,368	1,368	1.368	1,368	1,368	1,368		—15
—10	1,342	1,342	1.342	1,342	1,342	1,342		— 10 -в
— 5	1,317	1,317	1.317	1,317	1,316	1.316		— 5
0	1,293	1,293	1.293	1.293	1,292	1.292		0
+ 5	1,270	1,270	1,269	1,269	1,268	1,267		+ 6
10	1,247	1,247	1,246	1,215	1,214	1,243		10
15	1,226	1.225	1,224	1,223	1.221	1,219		15
20	1,205	1,204	1,202	1,200	1,198	1,196		20
25	1,184	1,183	1,180	1,177	1,174	1,171		25
30	1,165	1,162	1,158	1,155	1.151	1,148		30
35	1,146	1,142	1,137	1,133	1,128	1,122		‘ 35
40	1,128	1,122	1,116	1,110	1,104	0,198		40
45	1,110	1,103	1,095	1,087	1,079	1,072		45
50	1,093	1,081	1.074	1,064	1,054	1,044		50
55	1,076	1,064	1.052	1,039	1,027	1,015		55
60	1,060	1,045	1.030	1.014	0,998	0,983		60
65	1,044	1,025	1,006	0,987	0,968	0,949		65
70	1.029	1,006	0,982	0.959	0,935	0,912		70
75	1,014	0,986	0,957	0,928	0,900	0,873		75
80	1,000	0.965	0,931	0,896	0,861	0,827		80
85	0.986	0.944	0,902	0,860	0,818	0,777		85
90	0,973	0,922	0,872	0,822	0,772	0,772		90
95	0,959	0,900	0,841	0,781	0,722	0,664"		95
100	0,94622	0,87255	0,80002	0,72863	0,65836	Чистый пар		100
110	0,92152	0,84977	0,77906	0,70937	0,64069	То же		110
120	0.89808	0,82832	0,75942	0,69136	0,62415			120
130	0.87579	0,77783	0,74062	0,67414	0,60841			130
140	0,85460	0,78834	0,72273	0,65778	0,59346			140
150	0,83440	0,76976	0,70570	0,61220	0,57927			150
160	0,81513	0,75204	0,68945	0,62736	0,56575			160
170	0,79674	0,73511	0,67393	0,61318	0,55287			170
180	0,77915	0,71932	0,65909	0,59964	0,54057			180
190	0,76233	0,70344	0,61489	0,58659	0,52882	»		190
200	0,74621	0,68860	0,63131	0,57428	0,51758	•		200
220	0,71595	0,66073	0,60574	0,55099	0,49648			220
240	0,68804	0,63501	0,58217	0,52952	0.47707			240
260	0.63223	0,61122	0.56037	0,50967	0,45913	•		260
280	0,63828	0,58914	0,54012	0.49122	0,44215	е		^80  300
300	0,61601	0.56862	0,52133	0,47414	0,42705	в		
400	0,52149	0,48422	0.44399	0.40380	0,36354			400  500
500	0,45665	0,42164	0,38664	0,35166	0,31669			
600	0,40434	0.37338	0,34241	0.31146	0,28050			600  700  800 '
700	0.36279	0,33503	0,30727	0.27951	0,25175	•		
800	0,32899	0,30383	0,27868	0.25353	0,22837	•		
			- 588 —				38 К А 1	
Объемный вес водяного пара но «лажном воздухе Т».р в при р = 760 .ид рт. С1

1 в град.		 р • %					
	0	20	40	<И1	ЯО	100
—20	0	0,00022	0,00044	0,00066	0,00088	0,00110
—15	0	0,00033	0,00065	0.00098	0,00130	0.00163
— 10	0	0,00047	0,00095	0,00142	0,00190	0.00237
— 5	0	0,00068	0.00137	0.0О2О5	0,00273	0.00341
0	0	0,00100	0,00199	0,00299	0,00399	0,00498
+ 5	0	0,00136	0,00272	0,00408	0,00544	0,00680
10	0	0,00188	0,00377	0.00565	0,00753	0,00941
15	0	0,00256	0,00511	0,00767	0,01023	0,01279
20	0	0,00347	0,00693	0,01040	0,01386	0,01733
25	0	0,00462	0,00923	0,01384	0,01846	0.02307
30	0	0,00606	0,01212	0.01817	0,02423	0,03029
35	0	0,00790	0,01580	0,02371	0,03161	0,03951
40	0	0.01022	0,02044	0,03065	0,04087	0,05109
45	0	0,01309	0.02617	0,03926	0,05234	0,06513
50	0	0,01655	0,03311	0,04966	0.06621	0,08276
55	0	0,02077	0.04154	0,06230	0,08307	0,10384
60	0	0,02593	0,05185	0.07778	0,10370	0,12963
6о	0	0,03211	0,06421	0,09632	0,12843	0,16053
70	0	0,03939	0,07877	0,11816	0.15754	0,19693
75	0	0,04816	0,09632	0,14448	0.19264	0,2-1080
80	0	0,05830	0,11661	0,17491	0,23321	0,29152
оЭ	0	0,07029	0,14058	0,21087	0,28117	0,35146
	0	0.08408	0.16816	0,25224	0,33632	0,42040
УО	0	0,09552	0,19104	0,28655	0,38207	0,47759
100  1 1П	0	0,11784	0,23568	0,35352	0,47137	0.58921
1 ОЛ	0	0,11460	0,22921	0,34381	0,45841	0,57302
11Л	0	0,11156	0,22311	0,33467	0,44623	0,55778
1 4Л	0	0,10868	0,21736	0,32601	0,43472	0.54340
1 ^Л	0	0,10596	0,21192	0,31788	0,42383	0,52979
1 □□	0	0,10338	0,20676	0,31014	0,41352	0,51690
160 17П	0	0,10093	0,20186	0,30279	0,40371	0,50464
1ЯЛ	0	0,09860	0,19720	0,29579	0,39439	0,49299
100	0	0,09638	0,19275	0.28913	0,38551	0,48189
9 ПО	0	0,09426	0,18852	0,28278	0,37704	0,47130
996	0	0,09223	0,18447	0,27670	0,.36894	0,46117
	0	0,08844	0,17689	0,26533	0,35377	0,44221
240  260	0	0,08496	0,16992	0,25488	0,33984	0,42480
9 ЯЛ	0	0,08175	0,16349	0.24524	0,32699	0,40873
300	0	0,07876	0,15752	0,23628	0,31504	0,39380
400	0	0,07601	0,15202	0,22803	0.30404	0,38006
500	о	0,06470	0,12941	_ 0,19411	0.25881	0,32352
	0	0,05635	0,11269	0,16904	0,22539	0,28173
600  700	0	0,04991	0,09982	0,14973	0,19964	0,24955
КОО	0	0,04480	0,08960	0,13440	0,17920	0,22400
	0	О.О4С64	0,08129	0.12193	0,16257	0,20322

38 К- Л Нохрятян

- 589 —
Парциальное давление водяного пара во влажном воздухе
Н ».и в мм рт ст. при р = 760 мм рт. ст.

'пв грае.	о в %					
	0	20	40	60	80	100
-20	0	0.10198	0,38395	0,57593	0,76790	0,95988
-15	0	0,29024	0,58049	0,87073	1,16094»	1,45122
-10	0	0,43176	0,86352	1.2^'529	1,72705	2,15881
- 5	0	0,63345	1.26690	1,90034	2,53379	3,16724
0	0	0,90389	1,80779	2,71168	3.61558	3,51947
+ 5	0	1,30867	2,61734	3,92602	5,23469	6,54336
10	0	1,84179	3.68.358	5.52538	7.36717	9,20896
15	0	2.55762	5,11524	7.67286	10.2305	12,7881
20	0	3,50706	7.01412	10,5212	14.0282	17,5353
25	0	4,75130	9.50260	10,2539	19.0052	23,7565
30	0	6,36492	12.7298	10,0948	25.4597	31,8246
35	0	8,43518	16.8704	20,3055	33,7407	42,1759
40	0	10.6652	21,3303	31,9955	42,6606	53,3258
45	0	14,3769	28,7537	43,1306	57,5074	71,8843
50	0	18.5018	37,0036	55,5053	74,0071	92,5089
55	0	23,6078	47,2156	70,8234	94,4312	118,039
60	0	29,8762	59,7524	89,6286	119,505	149.381
65	0	37,5096	75,0192	112,529	150,038	187.548
70	0	46,7376	93,4752	140,213	186,950	233,688
75	0	57.8222	115,644	173,467	231.289	289,111
80	0	71.0238	142,048	213,071	284.095	355,119
85	0	86.7202	173,440	260,161	346,881	433.601
90	0	105,153	210,306	315,458	420.611	525.764
95	0	126,807	253,614	380,421	507,228	634,035
100	0	153,822	306,725	458,716	609,806	760
110	0	153,686	306,523	458,515	609,672	760
120	0	153,439	306,154	458.149	609,430	760
130	0	153,285	305,922	457.925	609,276	710
140	0	153,155	305,729	457,725	609.148	760
150	0	153,031	305,544	457,541	609,026	760
160	0	152.926	305.388	457.385	608,923	760
170	0	152,834	305,250	457.248	608.831	760
180	0	152.815	305,129	457.126	608,751	760
190	0	152.736	305,021	457.018	608,679	7<<0	.
200	0	152,617	304,924	456.923	608,615	760
220	0	152.508	304,764	456,761	608.507	760
240	0	152,422	304,632	456.631	608,421	760
260	0	152,351	304,526	456,525	608,350	760
280	0	152,293	304,440	456,439	608,293	760
300	0	152,247	304,370	456,369	608,246	760
400	0	152,106	304,160	456,159	608,106	760
500	0	152,017	304,071	456,070	608.047	760
600	0	152,017	304,025	456,024	608,017	760
700	0	152,004	304,008	456,008	608,010	760
800	0	154.995	303^992	455,991	607,995	760
Физические константы воздуха

О.П

1800

р кг сен 1
С,06	Ц05	Ц08	ЦЮ	ЦО? г к* цщ?

300	500	юоо '	1500	(’	>800

у-1С6 м’/сек

50	100	150	200	250	300	350

|ч1|^г||1^|^|^||^|й^||1||||||||^|||||и||||>|[М||*11|,||11^11|||>|^1||1|111^|1||||||||||‘|П|М||1|1|1||||1^11|>111^111|1^1|1|11|

300 8Х 500	1000	1500 I* ЮС

(ок. ЗОС до Ю00‘)

3«»

- 59/ —
Коэффициенты местных сопротивлений

I. Вход в трубу

ъ-.а	0	0,004	0,008	0,0)2	0.016
	0,97	0,91	0.&5	0,79	0,74

	0,024	0,03	0,04	0.05	ОО
5	0,65	0,59	0,52	0,5	0,5

3. Внезапное уменьшение сечения

I. Круглая труба

2. „Свободный выход из трубы

Круглая труоа

Плоская труба с — 1,55

4. Внезапное уменьшение сечения
с коническим переходом

Круглая труба
7. Колено круглое или квадратное
с острыми кромками на повороте

8. Колено квадратное с закругленными
кромками на повороте

а	20'	40'	60е	30-	100°	120е
а	0,3	0,56	0.77	0.94	1,06	1,16

9. П-образпое колено квадратного сече-

10. Плавное двойное колено квтдрат
кого селения

а Ь		0.8	1.2		2
	1,8	1,3	1.2	1.4	1.8

ак | 0.4	0,8	1,2

0,9	0,3	0,3

1.6	2

0.2	0,3

11. Составное колено
9С® круглого или
квадратного селения

12. 2-обратное колгно квадратного
сечения

1 Ь	0.6	0,8	1,2	1.6	2	2.4
	0.89	1.61	3.61	4,18	4,1?	I3'7

Г.Ь	2,8	3,2	4	6	9	10
•	2.31	3,2	3.08	2,8	2,5	2,41
13. Вытяжной тройник (боковое ответвление)

Значения

	а														
	30“					1					90“				
	:Гп														
	0,5	0.4	0,6	0,8		ои	0.4	О.6	0.8	1	0,2	0.4	0,6	0^	1
0.5 0,6 0.8 1	0.75  0,70 0.75 0.74	0.6  0,63  0,62  0,53	0.46 0.54 0.54 0.49	0/29 0.45 0,45 0.42	0.13  0,39  0.46  0.38	0.87 0.88 0.87 0,86	0.81  0.84  0.83  0.79	0.74 0.Л2 0.Н2 0.77	0,62 о.;7 0.81 0.75	0,5 0.76 О.Ш 0.75	1.04 1.04  1.04 1.03	1.09 1.12 1.11 1.08	1.Н 1.19 0.19 1.14	1.06  1.22  1.26  1.1»	1 1.26 1.33 1.25

1 4. Приточный тройник (боковое ответвление)

Значения 5С

1'б ‘ °<

а	0.4	0.6	0.8	1	1.2	1.4	1.6	1.8	2	2.2
ж	0.36	0.29	0,28	0,34	0.47	0,64	0,89	1.2	1,58	2,04
45"	0.54	0.47	0.46	0.52	0.65	0,82	1,07	1,38	1,76	2,22
60!	0,79	0,72	0,71	0.77	0,97	1,08	1,32	1,63	2,01	2.47
90"	1.57	1.5	1,49	1,55	1,68	1,85	2,1	2,41	2,79	3.25

15.	Симметричный тройник а = 90
(всасывание)

16.	Симметричный тройник « = 90°
(нагнетание)

2. Без

V»:V I 0.5		0,6	0.7	0,8	0,9	1
С	0,57	0.62	0,7	0.8	0,9	0.9
17. Шахта с зонтом

I. Приточная

Л : <Г I I

0.2 ! 1.83

0,4 | 1.39

0,6 1.19

0.8	1.08

1	1,06

18. Щелевой смеситель

20. Выход через трубу с сеткой

?с живое
сечение

Ес-Р	0,1	0,2	0,3	0,4	0,5
Е	100	25	12,5	7,6	5,2
Г<'Г	0,6	0.7	0,8	0.9	1
8	3.9	3,1	2,5	1.9	1

21. Задвижка

-0,8

22. Дроссельный клапан

В круглой трубе

А : Л	...	0.2	0,4	0.6	0,8	0,9
5	97.8	35	4,6	0.98	0,17	0,06
В прямоугольной трубе						
Л : Ь	1	0,2	0,4	0.6	0,8	0,9
8	193	44,5	8,12	2.08 1 0.391 0,09		

В круглой трубе

Е	10°	15’	25°	40“	60°	70“
8	0,52	0.9	2,51	10,8	118	751

В прямоугольной трубе

1	10°	15°	25’	4(Р	60“	70°
6	0,45	0.77	2,16	9.3	77.4	368
Номограммы для расчета простых эжекционных устройств (без диффузоров)

глп’>

Н1:н1'л>'<|1апна

................
1В1IIIIIIII111111

1'1'Г1Л 11.11

м^мвглп1*а1Ъг.<а'|Ш1'ма1>:11Ш'4111’’Л11Г4

9.|Ы'П'1М'.1111>Л1»ГН11'Л11-а11Ы11
маакаглм1>:<мг4аа1П4аа1М»гл(Р4111М1кв
^мглг<|К1а'.№1Ч11а1:а1аа'аа№П14<И1*4анла
машРЛ»41'.41'Д’.1'М1агла!1;1В1'<111''.11аг,||*|||аа
Е.1тм-.М4ВЛМ111Г411ам111'.1игл11^нг.11111*

’1ГЛ’1ГЛ4ШМ1вМ1('1М'111’.<11'а11111’>11
1Н1М'1гшаш11М11Ь11Г<11>;1||’<|||||'<11аа
Г41г.г.|г.111(мн^а11>:411ги1’'.ш;|||||'<а11|В'.
ли» маг шим л »'<

7ПГЛНГ4 вм'л 11'111'«|>	-.ани-^иа

11'.ил11а*Л1И11ВГа11гл1>а1П1вл11»'лаа|1*а11№
|'.|'4гаг4и||1мииа|е«и'ла»а11М111>ин1а*а1а1';1в
,н»«аша'1|аГ'Мг..1а*411г1И4Пншв11’апа’<111*
и|ЧМиЯм1НйК«и	ааам’л 1аа'«	ш^а

15

№ п 18 19 го

5 6	7

8 9 Ю Ч 12 13

Отношение диаметр о 6

4,5^53.5	26	/5	'6‘ С9 09 07 0.6 1 2 3	9

Отношение удельны* ОесоВ ц-





Номограмм» л

Номограмма .№ I.

Заказ 16
597
Приложение 1з

Коэффициент теплопроводности различных материалов
в зависимости от температуры

Температура в град

0,21

Генпература В град

I ЦН

« Ц09
|ф>7
ЦП

| 0.19

| 0,17

0 ТОО 2Х ЗЖ ЧОО №0 600 ПО
Т емоература в град

<₽«Д

ОДО

о,г?

? 0,18
с

* «го

Ш

иг

700

Е'О 1—

ХО

Температура в град

Температура В град





а-шамот и глиняный кирпич; «-пористый кирпич: »-трепе*ьный кирпич; е-пе етькэя засыпка
д — шлак; в — речной песок	1	««.ичм,	।

!
Весовая теплоемкость керамических изделий
в зависимости от температуры

Т елпоемкость С 9 к кап/кг град
ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие.........................................<................. 3

Глава первая

Теоретические основы сушки керамических	изделий...................... 5

1.	Тепло- и массообмеп при испарении влаги............................ —

2.	Капиллярные свойства жидкостей.................................... 10

3.	Влажный газ..................................................... 13

4.	Влага и воздух в глине.......................................... 21

5.	Тепло- и массообмсн влажных материалов.......................... 29

6.	Перенос влаги в глине........................................... 31

7.	Коэффициенты переноса тепла и массы...........................   35

8.	Пластичность и связность глин .................................. 39

9.	Воздушная угадка керамических масс.............................. 41

10.	Трещинообразованке и коробление при сушке........................ 46

II.	Сушка радиацией и электросушка................................... 53

Глава вторая

Теоретические основы обжша керамических изделий........................ 6	>

1.	Строение глин.................................................... —

2.	Тепловые эффекты при нагревании глин............................ 62

3.	Изменения глин при нагревании................................... 64

4.	Изменения кварца при нагревании................................. 67

5.	Образование керамического черепка.............................	70

6.	Влияние газовой среды на образование черепка.................... 77

7.	Выгорание органических примесей................................. 78

8.	Напряжения, возникающие в черепке при обжиге ................... 83

9	Тепло- и массообмеп в процессе обжига........................... 97

10.	Методы определения термических коэффициентов.................... 103

11.	Расход тепла на нагрев глин..................................... 107

.12. Температурный режим............................................ 109
Глава третья

Конструкции сушил................................................ • • I

1.	Установки для сушки глины....................,...................... —

2.	Сушила для изделий...........................*.........	142

Глава четвертая

Конструкции печей..................................................... 174

I.	Установки для обжита глины.......................................... —

2.	Печи для обжига изделий....................................,	85

Глава пятая

Движение газов в сушилах и печах...................................... 246

1.	Свободное и принудительное движение......................  .	—

2.	Уравнение Бернулли............................................... 251

3.	Физические основы аэродинамических сопротивлений................  254

4.	Влияние газообмена па работу сушил и печей....................... 260

5.	Экспериментальные данные......................................... 264

Глава шестая

Аэродинамическое сопротивление садки изделий......................... 271

1.	Экспериментальные данные............................................ —

2.	Общая методика расчета аэродинамического сопротивления садки . .	275

3.	Примеры расчета аэродинамического сопротивления садки туннельных
печей..........................................................   277

Глава седьмая

Анализ и расчеты по /-4-диаграмме . . . ............................. 285

1.	/-4-диаграмма влажного воздуха.....................................  —

2.	Определение расхода воздуха и тепла на сушку.............. 292

3.	Определение параметров смеси воздуха и дымовых газов...... 304

4.	Удельные расходы воздуха и тепла при сушке дымовыми	газами	-	.	308

5.	Влияние параметров воздуха на экономичность процесса сушкн	.	.	.	310

6.	Анализ различных тепловых схем работы сушил.............. 313

7.	/-4-диаграмма вместо психрометрических таблиц.............. 341

Глава восьмая

Методика расчета сушил	и	печей...................................... 346

1.	Газовые балансы................................................... —

2.	Тепловые балансы................................................ 356

3.	Аэродинамическое сопротивление.................................. 372
Глава девятая

Тяговые устройства.............................................. 579

I.	Эжекциоиные устройства.....................................

2.	Вентиляторы................................................

Глава десятая

Оборудование сушил и печей...................................... 405

1.	Транспортирование изделий в сушке..........................

2.	Транспортирование изделий	в	обжиге........................... 419

3.	Толкатели.................................................. 436

4.	Двери и шлюзовые устройства.................................. 446

Глава одиннадцатая

Источники тепла ................................................ 452

1.	Использование тепла от печей................................... —

2.	Калориферы..................................................  455

3.	Топки........................................................ 482

4.	Горелки...................................................... 491

Глава двенадцатая

Автоматическое регулирование	498

I.	Принцип регулирования......................................

2.	Конструкции регуляторов...................................... 499

3.	Исполнительные механизмы..................................... 509

4	Схемы дистанционного контроля, сигнализации и автоматического ре-
гулирования .................................................... 511

Глава тринадцатая

Методы ускорения процессов сушки и обжига	............ 525

I.	Общие основы...............................................

2.	Повышение степени равномерности сушки и обжига............... 527

3.	Повышение тепловой и вентиляционной мощности сушил и печей . .	544

4.	Регулирование свойств керамических масс...................... 548

Глава четырнадцатая
1

Сушка и обжиг некоторых керамических изделий.................... 553

1.	Сушка	и	обжиг керамических камней............................. —

2.	Сушка	и	обжиг канализационных труб.......................... 569

3.	Сушка	и	обжиг керамических плиток........................... 565

4.	Сушка	и	обжиг изделий санитарного фаянса.................... 574
Перечень приложений

Приложение 1. /-4-таблина воздуха.................................. 582

Приложение 2. Удельный объем влажного воздуха на 1 яг сухого воз-
духа ........................................................... • •	586

Приложение 3. Объемный вес влажного воздуха....................... <588

Приложение 4 Объемный вес водяного пара во влажном воздухе . . .	589

Приложение 5. Парциальное давление водяного пара во .влажном воздухе 590

Приложение 6. Физические константы воздуха..................’.	. .	<591

Приложение 7. Коэффициенты местных сопротивлений.................. <592

Приложение 8. Номограммы для определения количества воздуха, про-
ходящего через щель............................................ Вклейка

Приложение 9. /-4-диаграмма № 1...................................Вклалк»

Приложение 10. /-4-диаграмма № 2..................................

Приложение //. /-4 диаграмма № 3..................................

Приложение 12. Номограммы для расчета простых эжекционных уст-
ройств (без диффузоров)............................................ 596

Приложение 13. Коэффициент теплопроводности различных материалов в
зависимости от температуры..........................................598

Приложение 14. Весовая теплоемкость керамических изделий в зависн- 599
мости от температуры..............................................
Коркам Амазаспович Нохратян

СУШКА'И ОБЖИГ В^ПРОМНШЛЕННОСТИ СТРОИТЕЛЬНОЙ
КЕРАМИКИ

Гоеетройиздат

Москва. Третьяковский проезд, д. I

• • •

Редактор издательства 3. К. КОСЯКИНА

Технический редактор Н. И. РУДАКОВА

Корректоры Г. А. ЛЕБЕДЕВА. Г. П. ЛАПШИНА

Сдано в набор 3.1-1962 г. Подписано к печати 15ЛТ.1962 г.
Т 07214 Бумага 70х10й’ы=20,5 бум. а.—37,75+2 вклейки—0,26
неч. л.+З вкладки—3 печ. я. (53,1 уч. над. л.) Тираж 4'00 экз.

Изд. М VI—3574	Зак. № 16 Цена 2 р. 86 к.

Типография Госуаарспигннотп издательства литературы
>ю строительству, архитектуре и строительным материалам,
г. Владимир
ОПЕЧАТКИ

Сгри- иица	Строха	Напечатано	Следует читать
28	8-я сверлу	(/и.!  »а=~-1(Ю%	100%
28	9-я сверху	(25) на (26)	(26) и а (26а)
28	15-я сверху	100	100
			
		1СКК———' 100  Ос-М	Ос. т  Юор-^-100  ^С.м
28	Формула (27)	100»,	100»,
		“ 100—и.	100 4-ю,
306	Табл. 36, 3-я ко-	Ял	8»
	донка справа		
306	Табл. 36, 2-я ко- лонка справа	Ясс	
338	20-я сверху	—	<11-4,
		1000	ПЛра	юоо кг пвра
338	23-я сверху	—	^1—4) юоо ‘«ккал
		1000 1*ккал	
383	Подрисуночная подпись	I — спиральный воз- дух	1 — спиральный кожух
415	17-я сверху	многорельсовые	монорельсовые
421	14-я снизу	жаростойкости	жаростойкой

Зек. 16