Текст
Д.Е.Шкоропад
О.П. Новиков
Центрифуги
и сепараторы
ДЛЯ
химических
производств
ДЕШкоропад
ОЛ.Новиков
Центрифуги
и сепараторы
Для
химических
производств
I
Москва
•ХИМИЯ-1987
УДК 66:621.928.3
Рецензенты докт. техн, наук Н. Н. Липатов; канд. техн,
наук В. В. Рейнфарт
УДК 66:621.928.3
Шкоропад Д. Е., Новиков О. П. Центрифуги и сепа-
раторы для химических производств. — М.: Химия,
1987. —256 с.
Изложены теоретические основы центрифугирования суспензий и
эмульсий. Описаны конструкции центрифуг и сепараторов, принципы
их выбора и методы технологического расчета. Приведены эксплуата-
ционные показатели оборудования, указаны области его применения.
Для научных и инженерно-технических работников предприятий,
научно-исследовательских и проектных институтов химической и смеж-
ных отраслей промышленности.
Табл. 1. Ил. 108. Библиографический список 174 названия.
„ 2801000000-025
Ш 050((Йу-87 25'87
© Издательство «Химия», 1987
Оглавление
Предисловие ... . ............. 5
Основные обозначения............................. °
Введение........................................- °
Глава 1. Гидродинамика осадительных центрифуг и сепараторов 12
1.1. Гидродинамика осадительных центрифуг периодического
действия .................................................12
1.2. Гидродинамика осадительных шнековых центрифуг 16
1.3. Гидродинамика сепараторов . ... . 29
Глава 2. Разделение суспензий и эмульсий в осадительных центри-
фугах и сепараторах ............................................ 36
2.1. Разделение суспензий в осадительных центрифугах . . 36
2.2. Разделение суспензий и эмульсий в сепараторах 41
Глава 3- Центробежное фильтрование в центрифугах периодического
действия....................................................... 76
3.1. Фильтрование в режиме постоянной производительности по
суспензии................................................ 80
3.2. Фильтрование в режиме постоянного давления и постоян-
ной производительности по суспензии.......................83
3.3. Особенности центробежного фильтрования суспензий, обра-
зующих сжимаемые осадки .................................85
Глава 4. Центробежное фильтрование в центрифугах непрерывного
действия ................................... ....... 89
4.1. Фильтрование в центрифугах с центробежной и шнековой
выгрузкой осадка....................................... 89
4.2. Фильтрование в центрифугах с пульсирующей выгрузкой
осадка....................................................98
4.3. Фильтрование в центрифугах с прецессионной выгрузкой
осадка ...................................................Ю1
Глава 5. Промывка осадка в фильтрующих центрифугах . ЮЗ
5.1. Гидродинамические закономерности процесса промывки 104
5.2. Одноступенчатая промывка методом вытеснения . . 105
Глава 6. Обезвоживание осадка в центрифугах.......................108
6.1. Обезвоживание осадка в фильтрующих центрифугах пе-
риодического действия..................................Ю8
6.2. Обезвоживание осадка в фильтрующих центрифугах
непрерывного действия...............................121
Глава 7. Моделирование работы центрифуг.....................127
7.1. Моделирование работы осадительных центрифуг . . . 128
7.2. Моделирование работы фильтрующих центрифуг . . . 137
Глава 8. Осадительные центрифуги непрерывного действия со шне-
ковой выгрузкой осадка..........................................141
Глава 9. Сепараторы с центробежной пульсирующей выгрузкой
осадка.................................................... .... 154
9.1. Особенности разгрузочных устройств и основные типы се-
параторов ............................................154
9.2. Гидравлические расчеты разгрузочных устройств ротора 174
3
Глава 10. Сепараторы с центробежной непрерывной выгузкой кон-
центрата (сопловые) и с непрерывно-циклической выгруз-
кой осадка . .......................... 189
10.1. Сепараторы с периферийными соплами....................192
10.2. Сопловые сепараторы с наклонными каналами . . 196
10.3. Сепараторы с непрерывно-циклической выгрузкой осадка 198
Глава 11. Маятниковые и подвесные центрифуги......................200
11.1. Маятниковые центрифуги .............................. 200
11.2. Центрифуги подвесные с верхним приводом . . . 210
Глава 12. Горизонтальные центрифуги с ножевой выгрузкой осадка 213
Глава 13. Фильтрующие центрифуги непрерывного действия с пуль-
сирующей выгрузкой осадка.........................................220
Глава 14. Фильтрующие центрифуги непрерывного действия со шне-
ковой выгрузкой осадка .......................................... 228
Глава 15. Фильтрующие центрифуги непрерывного действия с инер-
ционной выгрузкой осадка......................................... 232
15.1. Центрифуги с нерегулируемым временем пребывания осад-
ка в роторе................................................232
15.2. Центрифуги с регулируемым временем пребывания осадка
в роторе .... ... ..............235
Глава 16. Особенности применения и выбора центрифуг и сепарато-
ров ..............................................................241
Библиографический список..........................................247
Предисловие
В химической, нефтехимической, микробиологической и
других смежных отраслях промышленности широко использу-
ются процессы разделения жидких неоднородных систем. Это
необходимо прежде всего при извлечении полезных компо-
нентов, входящих в неоднородную систему, или, напротив, при
удалении из нее нежелательных примесей.
Для этих процессов наряду с другими видами разделитель-
ного оборудования широкое применение нашли центрифуги и
сепараторы. Некоторые химические производства, как например,
полиолефинов, диоксида титана, аскорбиновой кислоты, калий-
ных удобрений и других продуктов практически невозможно
реализовать в промышленных масштабах без использования
центрифуг. Такую же незаменимую роль играют сепараторы
в микробиологических производствах или при очистке масля-
ных присадок.
Эффективное использование центрифуг и сепараторов далеко
не исчерпывается указанными выше производствами. Поэтому
одной из задач предлагаемой книги является более глубокое
ознакомление инженеров-технологов с основами процессов раз-
деления суспензий и эмульсий в центробежном поле и с конст-
рукциями центрифуг и сепараторов с целью их более широкого
внедрения в химические производства. При этом преимуществен-
ное внимание уделено машинам непрерывного действия.
Основы теоретических и экспериментальных исследований
этих машин заложены в трудах Г. И. Бремера, В. И. Соколова,
П. Г. Романкова, Н. Н. Липатова, Е. М. Гольдина. Исследова-
ния Ю. Н. Бочкова, С. А. Плюшкина, Е. В. Семенова, А. В. Шлау,
а также специалистов НИИхиммаша и УкрНИИхиммаша,
ВНИЭКипродмаша, ИОТТ, ЛТИ им. Ленсовета и МТИММПа
и других институтов значительно углубили теорию процессов
центрифугирования и способствовали созданию новых эффек-
тивных центрифуг и сепараторов.
В книге приведены результаты исследований авторов и обоб-
щено современное состояние теории процессов центрифугиро-
вания, а также показаны достигнутый уровень и тенденции раз-
вития различных типов центрифуг и сепараторов, применяемых
в химических производствах.
Разделы, относящиеся к центрифугам, написаны Д. Е. Шко-
ропадом, относящиеся к сепараторам — О. П. Новиковым.
Авторы выражают благодарность проф. Н. Н. Липатову
и канд. техн, наук В. В. Рейнфарту за полезные советы, сделан-
ные при рецензировании рукописи.
Основные обозначения
cv — концентрация суспензии в объемных долях:
Ссп — концентрация суспензии, кг/м3;
Сф — концентрация твердой фазы в фугате, кг/м3;
D — внутренний диаметр ротора, м;
£>м —диаметр ротора модели при моделировании, м;
Ов •—диаметр ротора промышленного образца при моделировании, м;
d —диаметр частицы, м;
drp — граничный размер частицы, м;
dK — крупность разделения, м;
Орт — поверхность фильтрующей перегородки, м2;
Fr — фактор разделения;
F(d) —-функция плотности распределения массы твердой фазы по диа-
метру частиц, %;
fo —удельная поверхность пористой среды, м-1;
/т —удельная поверхность частиц твердой фазы, м-1;
G — массовая производительность, кг/с;
g — ускорение свободного падения, м/с2;
h — расстояние между тарелками ротора сепаратора, м;
he — высота переливного борта ротора, м;
hK — толщина слоя жидкости в роторе, м;
hK —• высота капиллярного подъема, м;
hoc — толщина слоя осадка, м;
hCn — толщина слоя суспензии в роторе, м;
Кпр — коэффициент проницаемости, м2;
L —длина ротора, м;
i-осж —длина зоны осаждения, м;
р —перепад давления, Па;
Q —объемная производительность по фильтрату (фугату), м3/с;
Qoc —объемная производительность по осадку, м3/с;
Qcn — объемная производительность по суспензии, м3/с;
Q(d) —-функция распределения массы твердой фазы по диаметрам час-
тиц, %;
— количество твердой фазы, отлагающееся при получении едини-
цы объема фильтрата, кг/м3;
г —радиус (текущее значение), м;
Гвх — радиус входа суспензии в ротор, м;
гОс —радиус (внутренний) осадка в роторе, м;
грт —радиус (внутренний) ротора, м;
Гс л — радиус переливного борта ротора, м;
г0 —радиус свободной поверхности жидкости в роторе, м;
г01 —радиус границы подвижного слоя, м;
гт — наружный радиус тарелки, м;
Гшн — радиус (наружный) обечайки шнека, м;
Гтах —• максимальный расчетный радиус тарелки, м;
rmin — минимальный расчетный радиус тарелки, м;
S — насыщенность (осадка) общая;
SK —• насыщенность (осадка) влагой капиллярного подъема;
$лл.м —• насыщенность (осадка) пленочной влагой;
SCB — насыщенность (осадка) связанной влагой;
Soo —• насыщенность (осадка) общая при неограниченной продолжи-
тельности отжима;
tins —-длина хода шнека, м;
и — отношение объема отфильтрованного осадка к объему получен-
ного фильтрата;
—-отношение объема отфильтрованного осадка к объему поступив-
шей в ротор суспензии;
«ж — скорость (средняя по толщине) течения тонкого слоя жидкости
по конической поверхности фильтрующего ротора, м/с;
6
«ос —скорость (средняя по толщине) движения тонкого слоя осадка
по конической поверхности фильтрующего ротора, м/с;
V —объем фильтрата (фугата), м3;
Уж — объем ротора жидкостный, м3;
У3 —объем загрузки, м3;
Уос — объем осадка в роторе, м3;
Упр — объем промывного фильтрата, м3;
Ven — объем суспензии, м3;
Уш л —объем шламового пространства ротора сепаратора, м3;
v — скорость фильтрования, фильтрации, м/с;
vz — осевая составляющая скорости потока в роторе, м/с;
о окружная составляющая скорости потока в роторе, м/с;
vr — радиальная составляющая скорости потока в роторе, м/с;
Осп — производительность по суспензии, отнесенная к поверхности
фильтрования, м/с;
Ом — меридиальная скорость потока между тарелками ротора сепа-
ратора, м/с;
Оосж —скорость осаждения дисперсной частицы, м/с;
оПр — скорость фильтрования промывной жидкости, м/с;
Zt —число тарелок;
а —• половина угла конуса при вершине, град;
«ср —'удельное сопротивление осадка (массовое среднее), м/кг;
«кер —-удельное сопротивление осадка (объемное среднее), 1/м2;
Р —'сопротивление фильтрующей перегородки, отнесенное к едини-
це вязкости, 1/м;
Pi — угол подъема витков шнека, град;
ро =6/2грт;
Др — разность плотностей дисперсной фазы и дисперсионной среды,
кг/м3;
е —относительный унос твердой фазы фугатом, %;
еос — пористость осадка;
£эф — коэффициент эффективности работы осадительной центрифуги
или сепаратора;
ц —динамическая вязкость дисперсионной среды, Па-с;
v — кинематическая вязкость дисперсионной среды, м2/с;
в —угол смачивания (краевой угол), град;
рж — плотность дисперсионной среды, кг/м3;
р-г —плотность дисперсной фазы, кг/м3;
реп — плотность суспензии, кг/м3;
р = г/грт;
ро = го/грт — для открытого потока; ро=гшв/гРт— для закрытого по-
тока;
а—поверхностное натяжение, кН/м;
т — время, с;
т3 —- продолжительность заполнения ротора осадком, с;
тотж — продолжительность отжима осадка, с;
Тпр —• продолжительность промывки осадка, с;
Тпч — продолжительность подачи суспензии в ротор, с;
т* —• касательное напряжение, кН/м2;
т*ст —касательное напряжение у стенки, кН/м2;
2т — индекс производительности теоретический, м2;
Vo с — коэффициент заполнения жидкостного объема ротора осадком;
ю — угловая скорость, рад/с;
сож — угловая скорость жидкости, рад/с;
<оРт —угловая скорость ротора, рад/с;
Юшп — угловая скорость шнека, рад/с.
Введение
Центрифугирование — разделение жидких неоднородных
систем под действием центробежных сил.
Для центрифугирования предназначены машины, называе-
мые центрифугами и жидкостными центробежными сепарато-
рами.
Центрифугирование проводят двумя методами: центробеж-
ным осаждением, т. е. разделением неоднородных систем под
действием объемных сил дисперсной фазы и центробежным
фильтрованием — под действием объемных сил дисперсионной
среды и частично дисперсной фазы. В первом случае центрифу-
гирование выполняют в роторах со сплошными стенками, во
втором — с перфорированными. Суспензии можно разделять как
в сплошных роторах, так и в перфорированных, а эмульсии —
только в роторах, имеющих сплошную стенку.
Разделение суспензий методом центробежного осаждения
подразделяют на центробежное осветление, центробежное сгу-
щение и осадительное центрифугирование.
Центробежное осветление — выделение твердой фазы из ма-
локонцентрированных суспензий (с объемной концентрацией не
более 5%). Для этого процесса используют осветляющие шне-
ковые центрифуги, имеющие отношение длины ротора к диамет-
ру больше трех, в трубчатых центрифугах, а также в жидкост-
ных сепараторах с тарельчатыми или цилиндрическими встав-
ками.
Центробежное сгущение — процесс, при котором выделенные
частицы дисперсной фазы концентрируются в относительно не-
большом объеме дисперсионной среды. Эффективность процесса
оценивают по степени сгущения и уноса. Степень сгущения оп-
ределяется отношением содержания дисперсной фазы в кон-
центрате и в исходном продукте. Для химических производств
наиболее характерен процесс сгущения суспензий, содержащих
от 2 до 30% (об.) взвешенных веществ. Для этой цели предназ-
начены сепараторы-сгустители, из роторов которых осадок в ви-
де концентрата непрерывно отводится через сопла.
Осадительное центрифугирование — разделение средне- и
высококонцентрированных суспензий. Для проведения этого про-
цесса используют обычно обезвоживающие и универсальные оса-
дительные шнековые центрифуги, реже — центрифуги периоди-
ческого действия с ручной или механизированной выгрузкой
осадка.
Центробежное фильтрование — разделение суспензий цент-
рифугированием в перфорированных роторах центрифуг перио-
дического и непрерывного действия.
Классификация центрифуг и сепараторов. В силу сложив-
шихся традиций центрифуги и сепараторы имеют самостоятель-
ные системы классификации. Мы будем рассматривать только
8
те типы машин, которые нашли применение в химических про-
изводствах.
По характеру протекания процесса центрифуги делят на ма-
шины периодического и непрерывного действия.
По основному конструктивному признаку центрифуги под-
разделяют следующим образом:
центрифуги с горизонтальным расположением вала; ротор
может быть расположен между опорами или на консоли с одной
стороны;
с вертикальным расположением вала;
с наклонным расположением вала;
подвесные с верхним приводом и вертикальным расположе-
нием вала, подвешенным на верхней шарнирной упругой опоре;
ротор закреплен на нижнем конце вала;
подвесные с нижним приводом (маятниковые на колонках)
и вертикальным расположением вала; опоры вала помещены в
общий жесткий корпус, подвешенный на колонках с упругими
шарнирными опорами; ротор закреплен на верхнем конце вала.
По способу выгрузки осадка из ротора различают центрифу-
ги с ручной, контейнерной (кассетной), ножевой, шнековой,
инерционной, механико-пневматической выгрузкой и выгрузкой
пульсирующим поршнем.
Ручная выгрузка возможна через борт и через отверстие
в днище ротора. Выгрузка через борт и через днище ротора
встречается у маятниковых (трехколонных) центрифуг, через
днище ротора — у подвесных центрифуг с верхним приводом.
В центрифугах с контейнерной выгрузкой осадок выгружает-
ся в съемном контейнере.
Ножевую выгрузку осадка (с помощью ножа или скребка)
применяют в, механизированных центрифугах периодического
действия как при пониженной, так и при полной скорости ро-
тора.
Комбинацию ножевой и пневматической выгрузки осадка на-
зывают механико-пневматической. Этот принцип выгрузки при-
меняют на маятниковых центрифугах.
Выгрузку пульсирующим поршнем применяют только в
фильтрующих центрифугах. Загрузка этих центрифуг непрерыв-
ная, а выгрузка осадка — цикличная, отдельными порциями при
возвратно-поступательном движении поршня (или внутреннего
каскада ротора). Так как число циклов в единицу времени ве-
лико, то такую выгрузку осадка можно считать практически
непрерывной.
Шнековую выгрузку осадка обеспечивает разная частота
вращения ротора и шнека, вращающихся в одну и ту же сторо-
ну. Вследствие этого шнек транспортирует осадок вдоль ротора
к выгрузочным окнам. Этот способ выгрузки использован в оса-
дительных и в фильтрующих центрифугах непрерывного дейст-
вия.
9
Инерционная выгрузка осадка встречается только в фильт-
рующих центрифугах. Перемещение осадка вдоль ротора к раз-
грузочной кромке происходит под действием составляющей
центробежной силы инерции.
В соответствии с приведенной классификацией разработаны
обозначения промышленных центрифуг, выпускаемых заводами
химического машиностроения. Эти обозначения вошли в отрас-
левой стандарт ОСТ 26-01-1326—75 «Центрифуги промышлен-
ные. Классификация и обозначения».
В химических производствах наиболее перспективны само-
разгружающиеся сепараторы. За основу их классификации це-
лесообразно принять конструктивные особенности разгрузочных
устройств, которые определяют характер выгрузки осадка, воз-
можное содержание в нем сухих веществ, производственный
цикл процесса.
Саморазгружающиеся сепараторы разделяются на три основ-
ные группы: с непрерывным, пульсирующим и непрерывно-цик-
лическим отводом осадка. В сепараторах с непрерывным отво-
дом осадок удаляется вместе с частью жидкой фазы через соп-
ла в виде концентрированной тяжелой фракции. В зависимости
от конструктивных особенностей отводящих узлов тяжелая
фракция отводится либо свободно, либо под давлением. В пер-
вом случае тяжелая фракция под действием центробежной силы
выбрасывается из барабана через сопла, поступает в концент-
рично расположенную емкость и далее удаляется из сепаратора
самотеком. Во втором случае концентрат из сопел поступает в
полость ротора, в которой установлена неподвижно заборная
трубка, отводящая тяжелую фракцию из сепаратора под дав-
лением, зависящим от скоростного напора в полости ротора.
В сепараторах с пульсирующим отводом осадок выбрасы-
вается из ротора при перемещении подвижного . элемента, от-
крывающего разгрузочные щели на периферии ротора. При пол-
ной разгрузке периодически прекращается поступление про-
дукта на сепарирование, разгрузочные щели ротора открывают-
ся и все его содержимое, т. е. выделенный осадок и жидкая
фаза, выбрасывается в приемник. При частичной выгрузке раз-
грузочные щели открываются на короткое время и из ротора
выбрасывается только часть содержимого — накопленный оса-
док, а жидкий компонент остается. Подача продукта на сепа-
рирование при частичной разгрузке не прекращается. При двух-
этапной разгрузке вспомогательное устройство обеспечивает
удаление из ротора жидкой фазы перед выгрузкой осадка.
Подвижной элемент, открывающий разгрузочные щели рото-
ра, может перемещаться в зависимости от конструкции, либо
под давлением продукта, находящегося в сепараторе, либо под
гидростатическим давлением вспомогательной буферной жид-
кости.
Если полная разгрузка сепаратора происходит под давле-
нием продукта в роторе, подвижными элементами являются ци-
10
линдрический поршень и подвижное днище. В системах с пере-
мещением подвижного элемента под давлением буферной жид-
кости используют внутренний и наружный поршни. При двух-
этапной разгрузке используют систему из вспомогательных уст-
ройств для удаления жидкой фазы и основные разгрузочные
элементы — цилиндрический поршень, если разгрузка идет под
давлением продукта в роторе, или внутренний и наружный
поршни, если разгрузка идет под воздействием буферной жид-
кости.
В сепараторах с непрерывно-циклическим отводом осадка он
отводится непрерывно в виде концентрата в течение основного
этапа цикла и периодически выбрасывается из ротора в виде
жидкой пасты, когда открываются разгрузочные щели или ка-
налы во время вспомогательного этапа. В зависимости от схемы
работы выгружаемый периодически осадок может содержать
межтарелочную жидкость или удаляться по принципу частичной
разгрузки, а в зависимости от расположения разгрузочных от-
верстий— может быть направлен в приемник концентрата или
в индивидуальный сборник.
Сепараторы каждого из приведенных типов могут иметь от-
личительные особенности в зависимости от назначения: быть
приспособленными для разделения двухкомпонентных или мно-
гокомпонентных систем, иметь различную степень изоляции
процесса и механизма от окружающей среды. Агрессивность об-
рабатываемых продуктов определяет выбор конструкционных
материалов для изготовления сепараторов.
Обозначение сепараторов определено отраслевым стандар-
том ОСТ 26-01-1325—75 «Сепараторы центробежные жидкост-
ные. Классификация и обозначения».
Глава 1
Гидродинамика осадительных центрифуг
и сепараторов
1.1. Гидродинамика осадительных центрифуг
периодического действия /
От характера течения жидкости в роторе осадительной
центрифуги зависит время пребывания дисперсной частицы в
поле действия центробежных сил и, следовательно, объемная
производительность центрифуги и эффективность разделения
суспензии.
Представление о характере осевого потока жидкости в ци-
линдрических роторах бесшнековых центрифуг, сложившееся
к середине 70-х годов, базировалось в основном на трех тео-
риях: слойного течения, поверхностного течения и линий тока,
из которых был сделан вывод о характере внутрироторных по-
токов бесшнековых центрифуг [I]. Жидкость в роторе течет по-
верхностным слоем толщиной 5... 15 мм с переменной скоростью
по толщине. Скорость уменьшается от максимальной на свобод-
ной поверхности жидкости до нуля на некоторой глубине, кото-
рая определяет толщину подвижного слоя. Толщина этого слоя
зависит от отношения длины ротора к диаметру переливного
борта (или к высоте переливного борта), вязкости и объемного
расхода жидкости, а также от угловой скорости жидкости.
Вблизи переливного борта вязкие жидкости расслаиваются,
в результате чего возникает тороидальный вихрь, вызывающий
отрицательную донную скорость. Доля жидкости, участвующей
в циркуляции, составляет примерно 5...15%' от общего расхода
и зависит от вязкости и объемного расхода жидкости, фактора
разделения и, вероятно, от отношения высоты борта к длине
ротора. На толщину подвижного слоя и распределение осевых
скоростей влияет характер изменения тангенциальной скорости
по толщине слоя.
Экспериментальные работы, выполненные за последние де-
сять лет, в основном подтвердили указанные выше представле-
ния о характере течения жидкости в коротких цилиндрических
роторах [(L/h(>) <10]. Вместе с тем, выяснилось существенное
влияние на характер потока конструкции входного устройства
ротора.
У центрифуг с короткими роторами радиус гвх выхода сус-
пензии из входного устройства ротора обычно принимают рав-
ным радиусу Гел переливного борта. Такое соотношение радиу-
сов гвх и Гел признано оптимальным, так как при гвх<Гсл на-
блюдается значительное окружное отставание жидкости от
ротора, а при гвх>гСл уменьшается глубина зоны осаждения,
в результате чего входное устройство быстро забивается гру-
12
быми фракциями твердой фазы, которые осаждаются в непо-
средственной от него близости.
Экспериментальное изучение течения жидкости в коротких
цилиндрических роторах, проведенное >в последние годы, позво-
лило установить нижеследующее [2, 3, 4]. Граница подвижного
слоя (или «поверхность нулевого потока») .всегда находится
ниже кромки переливного борта. Ее положение не зависит от
глубины ротора и скорости его вращения. Увеличение произво-
дительности заглубляет границу подвижного слоя, которая в за-
висимости от расхода находится в зоне осаждения на расстоя-
нии 4...10 мм от кромки переливного борта.
Подвижной слой жидкости можно рассматривать условно
состоящим из двух частей — нижней, расположенной .между
«поверхностью нулевого потока» и кромкой переливного борта,
и верхней, расположенной над кромкой переливного борта.
Вследствие того, что толщина бв верхней части подвижного
слоя уменьшается по направлению от входного устройства к пе-
реливному борту, общая толщина подвижного слоя также непо-
стоянна. Толщина верхней части подвижного слоя с увеличе-
нием скорости вращения ротора уменьшается (рис. 1-1).
Существенное влияние на толщину подвижного слоя оказы-
вает конструкция входного устройства ротора. С увеличением
числа ребер во входном устройстве толщина подвижного слоя
Рис. 1-1. Зависимость толщины верхней части подвижного слоя от расстоя-
ния I до переливного борта при Q=l,8 м3/ч и различных частотах вращения
ротора:
1 — «=350 об/мин; 2 — 450 ; 3 — 600; 4 — 800; 5 — 1000; 6 — 1500 об/мин
Рис. 1-2. Влияние числа ребер (z)
входного устройства на толщину по-
движного слоя (бп.сл) при Гсл= 180 мм;
Q=l,8 м3/ч:
1 — 2=108; 2 — 2=54; 3 — 2=18; 4 — 2=4
13
уменьшается (рис. 1-2). При этом граница его смещается в сто-
рону свободной поверхности. Это явление объясняется тем, что
при увеличении числа 'ребер во входном устройстве уменьшается
окружное отставание жидкости от ротора, вследствие чего эф-
фективная центробежная сила в слое увеличивается.
В опытах с жидкостями повышенной вязкости также было
отмечено снижение окружного отставания жидкости от рото-
ра, а при большой вязкости жидкости (порядка 0,1 Па-с) отста-
вание уже практически не наблюдалось. Толщина подвижного
слоя с увеличением вязкости уменьшается, а скорость осевого
потока увеличивается {2, 3].
Экспериментально замеренное распределение скорости в по-
движном слое [5] приближенно может быть аппроксимировано
зависимостью
VZ1= Q (Г*и — Г2)/(2п^слб2п.сл) • (1.1)
При этом максимальная скорость на свободной поверхности
жидкости составляет:
fe)max QI (лгсл^п.сл) • (1-2)
Для определения толщины подвижного слоя бп. сл предложе-
на [3] следующая зависимость:
2№слсо2го у j
где АЛ—.разность уровней жидкости у входного устройства и у переливного
борта ротора.
Несколько иной вид имеет зависимость, выведенная в работе -[6]:
6,,^ ₽= [3QvL/(2nr02G)2r01)]V3, (1.4)
Методом анализа размерностей получена зависимость безраз-
мерной толщины подвижного слоя от определяющих критериев
подобия '[3]
(6п.сл/2лгсл) = cReo.TrtO.ss, (1,5)
где
Re t= Q/2лгслТ, Fr; t= <2Й/Гслеы2, c t= const.
Для чисто потенциального потока левая часть уравнения
(1.5) не должна зависеть от числа Рейнольдса, т. е. показатель
степени при Re должен быть близок к нулю. С другой стороны,
при чисто вязком течении показатель степени при Re должен
быть равен 0,5. Полученное экспериментальным путем значение
показателя степени, равное 0,4, свидетельствует о том, что ре-
альный режим течения жидкости в роторе находится между
указанными двумя предельными случаями.
Рассмотрим характер течения жидкости в роторах трубчатых
центрифуг. У этих центрифуг более высокое отношение длины
ротора к высоте переливного борта (£/Лб = 20...25) и иной способ
14
ввода суспензии в ротор. Подлежащая осветлению суспензия
по трубопроводу подается в центрифугу и через насадок вво-
дится внутрь вращающегося ротора. Пройдя через отверстие
нижней .крышки ротора, струя жидкости разбивается о пластин-
ку отражателя и отбрасывается к внутренней стенке ротора.
Указанные особенности конструкции создают более благоприят-
ные условия для формирования потока по всему сечению жид-
костного объема ротора.
Изменение осевой скорости по сечению потока в трубчатых
центрифугах выражается следующей зависимостью [6, 7]:
г’г t= (QrPT2/2nb0) (1 — р2 + 2р021п р), (1.6)
где
*0 ►= Црт4/4) (1 + Зр04— 4р02— 4р„« 1п р0).
Согласно уравнению (1.6), скорость жидкости у стенки рото-
ра равна нулю и имеет максимальное значение на свободной
поверхности:
%jax *= (ФрТ2/2л60) [1 — Ро2 (1 — 2 In Ро)]. (1.7)
Профиль- скорости в роторах трубчатых центрифуг экспе-
риментально не замеряли, но косвенные опыты, проведенные
Р. Хорани [7] и В. И. Соколовым с сотрудниками [8, 9], свиде-
тельствуют о большой вероятности толстослойного течения жид-
кости в длинных роторах трубчатых центрифуг.
При наличии расходной скорости наблюдается отставание
жидкости от ротора, достигающее максимального значения на
свободной поверхности. Угловая скорость жидкости зависит от
конструкции ротора и частоты его вращения, вязкости жидко-
сти и ее расхода, а также от пути, пройденного ею вдоль ро-
тора [5].
Для определения угловой скорости жидкости >в роторе труб-
чатой центрифуги предложена зависимость
(сож/сорт) « [1/(1 — Ро-2)] [&и — ро-2 + р-2 (1 — ьи)]. (1.8)
Величина Леи характеризует относительную угловую скорость
жидкости на свободной поверхности и определяется по эмпи-
рической формуле [10]
fc01 «1-2,6- 10~4Re (v/vBA)°>8,
где vBJl — кинематическая вязкость воды (vBa=l-10~G м2/с).
Для осадительных центрифуг с короткими цилиндрическими
роторами теоретическим путем получена следующая зависи-
мость, характеризующая отставание свободной поверхности
жидкости [11]:
WW*= 1-1(1 + + ад] [(1 + 'У+ХУ )1/2~ 4 <ь9)
где г
6j « 2nr0L/Qpxh6; « z2nr02IcoPT/Q; % c2nr02A6wpT/3Q;
х « 0,008, с « 0,006
15
Расчеты по формуле (1.9) и стробоскопические наблюдения
показали, что отставание свободной поверхности жидкости от
вращения ротора колеблется от 3 до 10%.
1.2. Гидродинамика осадительных шнековых
центрифуг
Поток жидкости в роторе центрифуги типа ОГШ из-за на-
личия шнека имеет более сложную структуру, чем в ци-
линдрических роторах бесшнековых центрифуг; поэтому к еди-
ному мнению о характере течения жидкости в роторе осадитель-
ной шнековой центрифуги исследователи пока не пришли.
В середине 70-х годов существовали две модели потока:
поверхностного течения и линий тока. Последняя была разра-
ботана для бесшнековых центрифуг и перенесена на шнековые
центрифуги. В последнее десятилетие указанные модели не полу-
чили развития, так как они слишком упрощенно представляли
гидродинамические процессы ,в шнековом .канале ротора. В этот
период 'были разработаны более сложные модели, в которых
учитывали наличие шнека и его вращение относительно ротора.
Впервые такая попытка была предпринята в НИИхиммаше
И. А. Файнерманом и Е. К. Джинчарадзе [12]. В предложенной
модели исходили из того, что поток в роторе расслоен и имеет
ярко выраженный подвижный слой (толщина которого зависит
от конструктивных особенностей центрифуги, производительно-
сти и фактора разделения) и периферийную вихревую квазиста-
ционарную зону. Частными случаями могут быть чисто ламинар-
ный поток по всей глубине ротора и поток с ламинарным ядром
и малоподвижной (застойной) зоной. Возможна также проме-
жуточная .структура потока переходного режима между лами-
нарным и вихревым [13].
Рассматривая задачу в цилиндрической системе координат,
жестко связанной с ротором, авторы пренебрегли радиальной
компонентой скорости vr и ввели кинематическое условие — дви-
жение по винтовой поверхности шнека (коноида) вида
zt=(/mH/2n)<p + ip, (1.10)
где rmHlsinPi-
В ламинарном ядре при иг=0 полная относительная скорость
потока v направлена по касательной .к винтовой линии. При
этом соотношение между осевой скоростью vz и окружной иф
имеет вид
(1-11)
Интегрирование уравнений Навье — Стокса в общем случае
для вязкой жидкости пока невозможно. Поэтому в качестве
приближения принято, что оФ и р зависят только от г, а жид-
кость является идеальной. Решая систему уравнений Навье —
Стокса с учетом принятых допущений и при граничных усло-
16
виях пф(го)=иФои Рф (/'oi)=vq>i, находим
V<p *= 1(иф]-- иФ0)/(Г01 ---Го)] г + [Ффог01---- V4>ir0)Hr01 — г0)], (1.12)
vz *= (^шн/2л) {[(^ф0— ^фх)/(ги — ГО)] (1/г)} + [(еФ1 — !’<po)/(roi г0)]. (1.13)
Если поток имеет ламинарную структуру по всей глубине
при го^г^Грт, то (гРт) =Уф1 = 0 и зависимости (1.12) и (1.13)
упрощаются:
Рф — [(Грт----- г)/(грт----Го)] с'ф(|,
vz Uuih/2Л (грт — г„)] [(грт/г) — 1 ] •
(1.14)
(1-15)
Таким образом, при г—>грт скорость иф убывает до нуля
линейно, a vz — по гиперболической .кривой.
Поскольку в практических расчетах пользоваться формулами
(1.12) и (1.13) затруднительно, так как граничные условия не-
известны, вводят дополнительные допущения. Для расслоенного
потока принимают, что вихревая зона (го1^г^грт) характери-
зуется постоянством составляющей иф, т. е. окружная скорость
имеет некоторое среднее постоянное значение на периферии
(турбулентный режим). В этом случае для расслоенного потока
имеем по зонам:
при г0 < г < г01
CjT “f“ ^2 ’
при 'oiO^'pt-
Пф 1= Сгг01 + с2.
Vz «= (tuiH/2nr) (qr + Cj),
Vz 1= (4ин/2лг) (qroi + c2).
(1-16)
(1-17)
При наличии периферийной зоны с малым расходом уф~
«Vz«0 ДЛЯ Го1^Г^Грт-
Из уравнения для тангенциальной скорости следует, что она
линейно зависит от радиуса. Следовательно, вращение потока
происходит по тому же закону, что и вращение твердого тела
с постоянной угловой скоростью (0n = Ci, а постоянная с2 харак-
теризует начальную линейную скорость на каком-то фиксиро-
ванном радиусе. Постоянную величину удобно отнести ‘к отно-
сительной скорости шнека пОтн, 'которая сообщает потоку неко-
торую скорость vn, определяемую внутренним радиусом потока
и Vo™, т. е. положить C2=f(VoTH, vn). Зная эту функцию, най-
денную экспериментально, можно через расход определять ком-
поненты скорости.
Используя закон сохранения, для всех рассматриваемых
структур потока получаем:
для потока с ламинарным ядром и вихревой зоной
ci t= <вп t= [2/(2г01Грт — г012 г02)] [(<2//шн) — с2 (Грт — г0)];
для чисто ламинарного потока
[2/Орт2 г02)] [(Q//UIH) ' с2 (грт — г0)];
для потока с ламинарным ядром и малоподвижной зоной
С1 •= •= [2/(Грт2 — Го2)] [(<2/7Шн) — с2 Ом — г0)].
Для пользования приветгенными-вытис-фирмул^ми необходи-
2-658
17
МО знать толщину ПОДВИЖНОГО СЛОЯ бп.сл = Г01—Го. Используя
анализ с помощью теории размерности и обширный эксперимен-
тальный материал, авторы работы [12] предложили следующее
выражение:
бп.сл t= г01 — г0 — kx (Q/wOTll I/fF) 1/2, (1-18)
где ь>отя=|(Орт—сошн|; ki — опытный коэффициент.
Для противоточной центрифуги = 0,5...1,0; для прямоточ-
ной — ^ = 1,2...2,0.
Целесообразно привести другую экспериментальную зависи-
мость, установленную для осадительных шнековых центрифуг
с учетом физического смысла для с2 [13]:
с2 8=1 ^отн — — ыотнО>— [(<2АппД1.сл) (1 • 19)
где Сотн — линейная относительная скорость шнека; t'n— линейная усред-
ненная скорость потока в подвижном слое; kz — опытный коэффициент.
Для промышленных центрифуг ориентировочно й2~
~/‘о2/(/'о12—Го2). В. И. Соколов и Е. В. Семенов рассмотрели
модель, в (которой поток жидкости ограничен вращающимся
внешним цилиндрическим ротором и (вращающимся с другой
скоростью внутренним цилиндром, одновременно перемещаю-
щимся (в осевом направлении [6, 14]. Недостатком этой модели
является несколько упрощенное рассмотрение влияния шнека
на гидродинамику потока жидкости в роторе.
Аналогичную задачу применительно к закрытому потоку в
прямоточной осадительной шнековой центрифуге решала
Н. М. Качелкина [15].
В этой работе обосновывается возможность существования
оптимальных гидродинамических условий для осаждения частиц
твердой фазы суспензии при поршневой структуре потока.
Условием получения такой структуры потока является оптималь-
ная объемная производительность, при .которой в зоне осажде-
ния время пребывания жидкости равно времени пребывания
осадка
QoHT 0,5 ((0рт Ц>шн) (г2рт Г2шн) ^шн • (1.20)
При производительности, равной QonT, осевая скорость жид-
кости в закрытом потоке прямоточной центрифуги постоянна
по глубине потока и зависит от относительной скорости враще-
ния и шага шнека [15].
По нашим представлениям жидкость течет в винтовом кана-
ле, образуемым витками шнека и обечайкой ротора, которая
как бы является подвижным дном .канала. Переносная скорость
жидкости равна скорости вращения шнека.
Для рассмотрения движения жидкости относительно шнека
сообщим всей системе угловую скорость, равную (—соШн). Тог-
да ротор будет вращаться со скоростью, равной |юрТ—(ошн|,
а шнек—неподвижен. Разность |(орт—а>Шн| назовем относитель-
ной угловой скоростью ротора, а произведение |юРт—сошн|Грт=
18
= w*oth — относительной скоростью ротора или донной скоро-
стью. Движение жидкости в криволинейном винтовом канале
качественно отличается от поступательного движения в прямо-
линейном канале. На характер такого течения влияют форма и
размеры поперечного сечения канала и радиус его кривизны.
Поворот потока в криволинейном канале приводит к появлению
центробежной силы инерции, действующей поперек потока, ко-
торая изменяет условия движения жидкости в канале.
Вследствие изменения центробежной силы вдоль радиуса
в сечении потока возникают вторичные (циркуляционные) те-
чения [16].
В реальных условиях работы центрифуги на характер тече-
ния жидкости в винтовом канале влияют также отставание по-
верхностных слоев жидкости и относительная скорость ротора.
Профиль скорости жидкости в шнековом канале формирует-
ся под воздействием расходного потока и вторичных (цирку-
ляционных) течений, возникающих как вследствие движения
жидкости по криволинейному (винтовому) руслу и наличия от-
носительной скорости вращения ротора и шнека, так и под воз-
действием окружного отставания жидкости от вращения ротора
и шнека.
При ламинарном режиме течения ньютоновской жидкости
истинная величина и направление вектора скорости в каждой
точке сечения шнекового канала могут быть определены сумми-
рованием компонент скорости расходного потока, циркуляцион-
ных течений и окружного отставания жидкости.
Как было установлено нами при экспериментальном иссле-
довании гидродинамики осадительной шнековой центрифуги,
наиболее оптимальные условия разделения суспензии достига-
ются при закрытом потоке. В этом случае возникающие в шне-
ковом канале вихри наименее интенсивны [17]. Эксперименталь-
ные исследования осветления малоконцентрированных суспен-
зий, проведенные в НИИхиммаше А. А. Нестеровичем и
С. В. Чистяковой, подтвердили более высокую эффективность
разделения при закрытом потоке. Эти исследования показали,
что производительность противоточной центрифуги с закрытым
потоком при одинаковой эффективности разделения на 25...50%
выше, чем производительность той же центрифуги при открытом
потоке [18].
Учитывая эти обстоятельства, а также то, что в последние
годы в нашей стране все более широкое распространение полу-
чают осветляющие центрифуги с закрытым потоком конструк-
ции НИИхиммаша, ограничимся рассмотрением гидродинамики
только таких .центрифуг. При этом вторичными течениями, воз-
никающими в результате искривления канала, пренебрегаем,
поскольку при малом отношении глубины потока к его ширине
и ламинарном режиме течения жидкости профиль расходной
скорости практически одинаков в прямом и криволинейном ка-
налах [16].
2*
19
ww/тм wm/x/s/s.,
Рис. 1-3. Схема к расчету гидродина-
мики потока жидкости в шнековом ка-
нале
Рассмотрим вначале одномер-
ное течение несжимаемой жидко-
сти с расходом Q в закрытом вин-
товом канале шнека при (орт =
= йшн-
Для описания такого течения
предложена специальная винто-
вая система координат, жестко
связанная со шнеком [19]. Одна-
ко получить приближенное решение уравнений Навье — Стокса
в этой системе аналитически очень трудно. В целях упрощения
решения поставленной задачи воспользуемся малостью угла
подъема винтовой линии шнека (1...3°) и примем его равным
нулю. В результате предельного перехода винтовые координаты
перейдут в цилиндрические. При этом, однако, необходимо
иметь в виду, что предельное кольцевое течение нельзя пони-
мать буквально, так как оно не является замкнутым. С учетом
этого, а также предполагая слоистый характер течения, прини-
маем щ=пг=0. Кромке того, принимаем, что (йЦр/сйр) =0и
(др/ду) =const.
С учетом этих допущений уравнение движения в направле-
нии координаты <р можно существенно упростить и записать
в следующем виде:
(1/щ) (dp/dq) t= (д/дг) (1/г) [5 (rt^/Sr). (1.21)
Если пренебречь утечками жидкости через зазор между ро-
тором и шнеком, то граничными условиями для одного винто-
вого канала (рис. 1-3) при Q = const и (оРт = соШн будут
= <1И>
Решение уравнения (1.21) при граничных условиях (122)
имеет вид:
1 , Гпт Г Ро2 1П Ро / 1 — р2 \ 1
(v<p)n = - — (Ф/<М -f- -_уг —~ - Р In Р • (1.23)
Чтобы исключить неизвестную величину (1/ц.) (др/дц>) из
(1.23), находим расход жидкости
л hr С/ ч Я 1 дР дгР^ /,Ро2<П2Ро 1 —Ро2
Qi=brpTJ (v<p)udpt= р 2 ( ]_Роа — 4
Ро
откуда
(1/Р) (др/ду) - Грт,₽с {[(1 _ рс2)/4] _[(рс21п2ро)/(1 _ , (1.24)
где ₽ot=b/2rpT.
20
Подставив значение (1/ц) (др/д<р) из (1.24) в (1.23), полу-
чаем
. . Q {[Ро2 In Po)/(i — Ро2)) [(1 — Р2)/Р] — Р In р}
•= 2грт2₽0 {[(1 - р0«)/4]- Цр0» 1п2 р0)/(1 - р02)]} • I •
При тех же допущениях рассмотрим двумерное ламинарное
течение ньютоновской жидкости в винтовом канале ротора [20].
В этом случае задача сводится к решению следующего диф-
ференциального уравнения:
д2^ ( 1 dv<t \ 1 / 1 _др_\
дг* ^\г дг г2 + дг2 г 5<р )’ <1Л>)
Граничные условия для одного винтового канала (см.
рис. 1-3):
Сф|«--'рт*=0; (k27)
Для решения удобно преобразовать уравнение (1.26) и гра-
ничные условия (1.27) к безразмерному виду:
(д^/др2) + (1 /р) (dV<p/dp) - (Уф/р2) + (^Гф/а^ «= (Aj/p); (1.28)
Уф| t=0; Уф| = 0; Уф I 0, (1.29)
ч1р=Ро Ч|Р=1 vl|=±₽o
где
Г’”='й^Г: Л1 «= (1/‘°ртР) (5р/а<р); ^(г/Грт).
Решение представим в виде
УфК=Пф(р, Q + <р(р)- (1.30)
При этом уравнение (1.28) преобразуется к виду
(даЦф 1 дПф «ф д2»ф \
др2 + р др р2 ‘ д£2 / +
Если функцию <р(,р) определить с помощью уравнения
(d2q>/dp2) + (1 /р) (dq/dp) - (<р/р2) ,= (Ах/р), (1.32)
то (1.31) сводится к линейному однородному уравнению
(д2«ф/аР2) + (1/р) (д«ф/др) —(«ф/р2) + (д2и^/д^2) >=0. (1.33)
Решение обыкновенного дифференциального уравнения- (1.32)
имеет вид
<P(p)>=(A/2)[plnp- {[(Ро21про)/(1-ро2)][(1-р2)/р]}. (1.34)
Для решения уравнения (1.33) разделим переменные по ме-
тоду Фурье. В результате получаем
Z"t=ZK2, (1.35)
Р2/?рр" + Р^р' + (^2Р2—!)/?«= 0. (1.36)
21
Решение уравнений (1.35) и (1.36) находим соответственно
в виде
Z(0.= C1exp^ + C2exp(-X0, (1.37>
К (Р) >= С31г (Хр) + С4У1 (Хр). (1.38)
Граничные условия уравнений (1.37) и (1.38):
«<р| :=Г<р| — ф(Ро) = °.
ф 1Р=Ро 1Р=Ро
“4=it=r<₽|p=i-<p(1)t=0’ (1,39>
и” к=±₽о = к=±₽о~ ф (р) "=-ф(р)-
Легко показать, что при /?(р)=И=0 Ci = C2 = C. Следовательно,
7(Э^2СсЬ(Х0,
и
«ф (р, □ 2С ch (XQ [С^ (Хр) + С4УХ (Хр)], (1.40)
При Z (?) ± 0 С4 >= С3 [Z1 (Х)/Гх (X)].
Подставляя значение С4 в (1.40), находим
«4>(р, Ot=2CCsch(X£){Z1(Xp)-[Z1(X)/yi(X)]}. (1.41)
Обозначив 2СС3=М„ и переходя к сумме, получим
«<₽(Р. а^=2Мп{/1(Хпр)~[/1(Х")/Г1(М]Г1(ХпР))сЬ(Хпа’ (1,42)
л=1
где Хп представляет собой корни уравнения
7Х (ХпРо) Г1 (Х«) — Zx (Х„) Yх (Хпр0) t= 0. (1.43)
Коэффициент Мп находим из условия
“4=±₽ot=-<p(p) (1-44)
с использованием свойства ортогональности Бесселевых функ-
ций.
Выражение для М„ из условия (1.44) имеет весьма громозд-
кий вид, что затрудняет анализ решения. Поскольку у .центри-
фуг обычно р0>(7з), оказывается возможным упростить выра-
жение для М„. Это связано с поведением функций Бесселя I и
У при больших значениях аргумента. После подстановки асимп-
тотических выражений для функций Ц и находим Мп
Mn t= — [Лг/Х„2 (1 —р0)] Уэт/ХпРо {[р01/2 — cos Х„ (1 — р0)] х
X (sin Х„ + cos X„)/(ch Xnp0). (1-45)
Подставив асимптотические значения цилиндрических функций
в уравнение (1.43), находим
sinXn(l — po)t=O,
откуда следует, что
Xnt=nit/(1 —р0). (1.46)
22
Учитывая (1.30) и (1.45), находим выражения для УФ
2
1 —Ро
sin (1 — р)
М РРо
[Ро1/2 •— cos (1 — р0)] X
ch(M) . 1
ch (X,iP0) 2
1 — р2
B1 Р~
(1-47)
где
Вх t=p02 In р0/(1 — ро2).
Чтобы исключить неизвестную величину Аг из (1-47), нахо-
дим расход жидкости из условий сохранения
1 ₽0
Q - WpTrPTsJ J V<p (р, Q dpd^. (1.48)
Ро — Ро
Проводя интегрирование в указанных пределах и разрешив
полученное уравнение относительно Ai, подставляем найденное
значение Л] в уравнение (1.47), в результате чего получим окон-
чательно
(С<р)12 <РртгртУф (Р> 0
2 ^sinMl — P)r 1/2 » ch(X„Q
Q 1-Po2i MVw lP° -COSXn(1~Po)1 ch(Mo) +
fpT Л V (MW г 1/2 n 1 /1 \12 t
4^Mpo(l—Po)[Po -CosX”(1 —₽o)l +
n=l
plnp—Вг
Po2ln2Po
1-Po2
(1.49)
Ряд, стоящий в числителе дроби, имеет сходимость порядка
1/п3 4, а в знаменателе — порядка 1/и5. Поэтому при практиче-
ских расчетах можно учитывать не более четырех членов ряда.
Рассмотрим вторичные течения, возникающие под воздейст-
вием вращения обечайки ротора относительно шнека (без пода-
чи жидкости в ротор) [21]. При этом принимаем те же допуще-
ния, что и при решении задачи, когда в ротор подавалась жид-
кость. Исходное дифференциальное уравнение имеет тот же вид,
что и (1.21).
Граничные условия для одного винтового канала:
v4> r=r
I 11IH
t=0;
V<P |r=rpT *= r*«™-
(1.50)
23
Решение уравнения (1.21) при граничных условиях (1.50)
имеем вид:
, \ Г Р2—Ро2 1 . гРт дР Г Ро21про 1 —Ра . 1 .. К1.
(f<p)ai— [ р(1_р02) р ОТН— 2И ду [ 1— р02 р —plnp ]• (1-5О
Первый член правой части уравнения (1.51) представляет
собой распределение скорости вынужденного потока, а вто-
рой член — распределение скорости противотока. Вынужденный
поток возникает в шнековом канале вследствие прилипания
жидкости к обечайке ротора и развивается в массе жидкости
в результате вязкого трения. Противоток возникает (как след-
ствие существования положительного градиента давления. По-
скольку в рассматриваемом случае жидкость в ротор после его
заполнения не подается, а выход жидкости из ротора закрыт
переливным бортом, то суммарный расход равен нулю. Следо-
вательно,
1
Jt>(pdpt=O. (1.52}
Ро
Подставив в (1.52) значения 1>физ (1.51) и проведя интегри-
рование в указанных пределах, получим уравнение, которое раз-
решаем относительно (l/p.)i(dp/d(p). Найденное выражение для
(1/р.) (др/д<$) подставляем в уравнение (1.51) и получаем окон-
чательно
Ро21п Ро
1 — Ро2
(1.53)
Относительные значения скорости (*><₽) 21/^*отн=/[(р—
—р0)/(1—ро)], рассчитанные по уравнению (1.53) для реальных
шнеков, с точностью до 10% совпадают с решением для течения
Куэтта между двумя параллельными плоскими стенками в слу-
чае, когда падение давления противоположно движению верх-
ней стенки.
Это обстоятельство позволяет воспользоваться плоскопарал-
лельной моделью для анализа двухмерного течения жидкости
в винтовом канале [22]. В такой модели винтовой канал раз-
вернут на плоскость и вопрос сводится к решению задачи о те-
чении вязкой несжимаемой жидкости в прямом горизонтальном
канале прямоугольного сечения с одной подвижной стенкой.
При этом ось фГрт располагается вдоль винтового канала,
24
Рис. 1-4. Схема к расчету вторичных течений:
а) 1 — лента однозаходного шнека; 2 — барабан шнека; 3 — ротор; б) 1 — развертка лен-
ты шнека; 2 —развертка обечайки ротора на плоскость
ось z— .поперек .канала, а ось у(у=г—гшн) перпендикулярна оси
ротора (рис. 1-4).
Подвижная стенка канала представляет собой развернутую
на плоскость обечайку ротора. Она движется с постоянной ско-
ростью и*отн, параллельной плоскости z—<ргрт (на расстоянии
Лж=Грт—гШн от нее), под углом Pi к плоскости у—<ргрт.
Уравнение движения в направлении координаты фгрт для
принятой модели шнекового канала имеет вид:
(1/р) (др/д<р) е= (а2оф/аг2) 4- (й2уф/д1/2). (1-54)
Граничные условия для одного винтового канала
v”|z=o='O; г<₽ |{/=йж и*отн cos рг и<₽*; (I-55)
Решение уравнения (1.54), удовлетворяющее принятым гра-
ничным условиям, при нулевом расходе [22]:
(ц<р)22 4 1 Г shnn(t//6) 1 . / z \
• Гф* л п sh rm (hx/b) J sln nlt \ b ) •"
n=i,3,... L J
(1.56)
где Fd — коэффициент формы для расхода вынужденного по-
тока
со
Fd^OGb/rtb^ [(I/”8) th (плЛж/2Ь)], (1.57)
п=1,3...
Fp — коэффициент формы для расхода противотока
Fp(=l — (192/гж/лБЬ) К1/”6) th (пл6/2йж)]. (1.58)
п=1,3...
25
Рис. 1-5. Распределение относительных значений окружных скоростей в шне-
ковом канале прн zlb:
1 —0,1; 2—0,2; 3— 0,3; 4— 0,5; —О------относительные значения скорости ’'if l’fy*
рассчитанные по (1.53)
Рис. 1-6. Линии одинаковых относительных значений окружных скоростей
в шнековом канале (цифры в разрывах кривых — величина отношения
Коэффициенты формы зависят только от отношения hx/b.
Эта зависимость представлена графически в (22].
Из уравнений (1.53) и (1.56) следует, что при нулевом рас-
ходе распределение скоростей не зависит от вязкости жид-
кости и градиента давления.
На рис. 1-5 представлены рассчитанные по уравнению (1.56)
эпюры относительных значений скорости (f<p) 22/^4,*=f((//^«)
для различных значений z/b шнека экспериментальной установ-
ки НИИхиммаша (йж=38 мм, Ь = 65 мм, гшн=162 мм, грт =
= 200 мм).
Из этих графиков видно, что максимальная скорость нахо-
дится на границе ротора и шнека, а на расстоянии y/hK от обе-
чайки шнека, равном 2/3, скорость равна нулю.
Наибольшие абсолютные отрицательные скорости находятся
на расстоянии ylhx.= lls, от обечайки шнека при z/b = ’/2. При
приближении к стенкам шнека абсолютные скорости уменьша-
ются.
На рис. 1-6 приведены графики линий постоянного относи-
тельного значения скорости Цр22Л><р*в нормальном к оси (ргрт
сечении. Здесь хорошо заметно искривление линий постоянной
скорости.
Поскольку направление относительного движения ротора
составляет острый угол Pi с осью «ргрт развернутого винтового
канала, жидкость в канале движется вдоль оси канала и попе-
рек канала в направлении, перпендикулярном к стенкам кана-
ла. Для описания поля скоростей поперечного потока предпо-
лагают, что d2Vzldz2^d2vzldy2. Это условие соблюдается для
малых значений отношения /гж/6 [22]. При таком допущении
дифференциальное уравнение движения в направлении коорди-
наты z принимает вид:
(l/^^p/az)^^^2). (1.59)
26
Решение, удовлетворяющее граничным условиям
Vz L=o >= ° и Uh»=v°T«sin Pi *= •
(1.60)
с учетом того, что суммарный расход течения жидкости в попе-
речном направлении равен нулю, получим в следующем виде:
(vz/v2‘) t= (y/hx) [3 (y/hx) — 2]. (1.61)
Профиль скорости, построенный по уравнению (161), пока-
зан на рис. 1-7. Поперечный поток практически представляет
собой циркуляционное течение. И в этом случае распределение
скоростей не зависит от вязкости и градиента давления. Оно
полностью определяется геометрическими размерами канала,
относительной скоростью ротора и углом подъема винтовой ли-
нии шнека. Для двухзаходных шнеков, имеющих большие углы
подъема, чем однозаходные, абсолютные скорости vz выше, чем
у однозаходных шнеков. Поэтому осветляющие центрифуги ти-
па ОГШ целесообразно комплектовать однозаходными шнеками.
Суммарную скорость (без учета окружного отставания
жидкостей) находим, суммируя выражения для цФ11 и цф2, пред-
ставленные формулами (1.49) и (1.56) или (1.25) и (1.53).
В последнем случае имеем
. . , , . , [ «*отн(Р2—Ро2) 1 .
t><p t= (fq>)n + (f<p)21 «= ± р 0_Pq2) I *
21(1 ~ Р2) Ро2 1п Ро — (1 — Ро2) Р2 In Pl [ I Q \ _
+ Р [(1 — Ро2)2 — 4р02 In2 Ро] |Д Грт2Ро / +
^*отн[(1 — Ро2) + 2р021п Ро )
Т-----------1 __ п 2-------- . (1 62)
1 - Ро J
при этом верхние знаки относятся .к прямоточной центрифуге,
а нижние — к противоточной центрифуге.
Существенное влияние на профиль скорости в шнековом
канале оказывает окружное отставание жидкости от вращения
ротора и шнека. Разработка достаточно корректной математи-
ческой модели, описывающей распределение тангенциальных
скоростей жидкости для данного случая, представляет большие
трудности. Поэтому исследователи вынуждены принимать ряд
упрощений и допущений. Наиболее интересное исследование
данной задачи выполнено в работе [23]. Авторы этой работы
приняли следующие допущения: распределение скоростей не
зависит от угловой координаты,
осевая скорость жидкости не за-
висит от координаты z, т. е.
vz= const. Последнее допущение
основывается на предположении,
что поток в роторе расслаивает-
ся; при этом образуется подвиж-
Рис. 1-7. Распределение поперечных
скоростей v2 в шнековом канале
27
ный слой, в котором осевая составляющая скорости значитель-
но превышает осевую скорость остального объема. Влиянием
винтовой поверхности шнека пренебрегают. В качестве радиуса
ротора принимают глубину подвижного слоя. С учетом указан-
ных допущений задачу с распределении скоростей сводят к ре-
шению следующего дифференциального уравнения:
(й^/йг2) 4- (й2цф/йг2) 4 (1/г) (dvtp/dr) — (vz/v) (dv^/dz) — (v^/r2) t= 0. (1.63)
Решение этого дифференциального уравнения получено в ви-
де ряда
vtp t= сортгшн р— [2/(1 ро)]^
П=1
sinXn(l — р)
— Н [1 — Pos/2 cos (1 — p0)J X
ЛпУР
2____47 2
5 ----
X ехр
4J’
де A2t=v2rPT/v; t= пл/(1 — р0); v2s=Q/nrPT2(l — р02).
(1.64)
Результаты расчетов тангенциальной скорости нанесены на
рис. 1-8. На рис. 1-9 показана зависимость длины участка
стабилизации тангенциальной скорости от безразмерного комп-
лекса А2*, характеризующего производительность центрифуги.
Поскольку проведенное исследование базировалось на су-
щественных допущениях и упрощениях, полученные результаты
можно рассматривать только в .качестве первого приближения,
дающего скорее качественную, а не количественную картину
явления. При практических расчетах для определения угловой
скорости жидкости можно пользоваться выражением (1.9).
Рис. 1-8. Распределение относительных тангенциальных скоростей V<p=
=Оф/<0ртГшн при течении жидкости между двумя соосными вращающими-
ся цилиндрами:
Д2=10 (сплошные линии); 4г=100 (пунктирные):
/ —£=оо; 2 — 5; 3 — 2.5; 4 — 0,5
Рис. 1-9. График протяженности участка стабилизации скорости
28
При выводе всех зависимостей, представленных в настоящем
разделе, исходили из предположения, что жидкость несжимае-
мая, ньютоновская, физические свойства ее постоянны, течение
жидкости в винтовом канале ламинарное. Наиболее серьезным
среди этих допущений является предположение о ламинарном
характере течения. Нами не обнаружено работ по анализу ре-
жима течения непосредственно в шнековом канале. Однако на
основании теоретических [24] и экспериментальных работ [25—
27], в которых изучался близкий в гидродинамическом отноше-
нии случай, можно сделать вывод, что во вращающихся систе-
мах при больших параметрах вращения течение с развитой тур-
булентностью не может существовать.
1.3. Гидродинамика сепараторов
Особенности распределения потоков жидкости в сепарато-
рах и характер их течения во многом определяют действитель-
ное время пребывания частицы в различных зонах поля дейст-
вия центробежных сил, т. е. в конечном счете — фактическую
производительность при заданной гидравлической крупности
частиц, подлежащих выделению.
Исследование гидродинамических закономерностей движе-
ния жидкости в роторе сепаратора осложняется, так как про-
цесс разделения происходит в двух взаимно связанных гидрав-
лических пространствах — периферийной полости и централь-
ной, заполненной пакетом тарельчатых вставок. Периферийная
полость представляет собой осадительную центрифугу, в кото-
рой нет свободной поверхности жидкости, так как первичный
фугат отводится и распределяется по высоте пакета тарелок.
Для центральной полости характерно ламинарное тонкослойное
движение параллельных потоков, направленных к оси вращения
между коническими поверхностями. Столь различные условия
образования потоков требуют специфического подхода к каждо-
му этапу их движения, но в то же время эти потоки нельзя рас-
сматривать изолированно один от другого. Необходимость ком-
плексного исследования гидродинамики внутрироторных пото-
ков впервые была обоснована Г. А. Куком [28].
Ввиду того, что основной процесс разделения на сепараторах
происходит в тонкослойных потоках, внимание исследователей
гидродинамики было сконцентрировано на изучении движения
жидкости в межтарелочных пространствах и лишь ограниченное
число работ посвящено изучению потоков в периферийной по-
лости ротора.
В современных саморзагружающихся сепараторах перифе-
рийное (шламовое) пространство ротора представляет собой по-
лость (рис. 1-10), ограниченную цилиндрической поверхностью
высотой Н, образованной наружными кромками тарелок и ко-
ническими поверхностями крышки 1 ротора и его основания 2
или поршня. Угол Yi° раствора конуса в периферийном участке
29
Рис. 1-10. Схема к расчету скоростей по-
токов в шламовом пространстве ротора:
1—крышка ротора: 2 — основание ротора
шламового пространства находится
в пределах 95...1300 для роторов с
непрерывным отводом концентрата
(сопловых), а для роторов с пуль-
сирующей выгрузкой осадка — в
пределах ПО—140°. Ввиду того, что
при такой конфигурации шламового
пространства построение математи-
ческой модели потоков очень слож-
но, особенно для сепараторов с не-
прерывным отводом осадка, когда
имеется постоянный отток жидкости
в пакет тарелок и через сопла, в
большинстве работ рассматривается
шламовое пространство, ограничен-
ное с периферии сплошным цилинд-
ром (линия Л—А на рис. 1-10).
В соответствии со схемой, предложенной Г. А. Куком [28],
жидкость поступает в шламовое пространство, ограниченное по-
верхностями с радиусами гос и гт, по радиальным каналам,
в которых приобретает скорость ротора. Вследствие этого воз-
можное проскальзывание жидкости не учитывается. Далее жид-
кость поднимается вверх при последовательном ответвлении по-
токов, поступающих в межтарелочные пространства. Скорость
восходящего потока постепенно снижается и на высоте Нг ста-
новится равной
VZ - [Qcn/л (Гос2 - Гт2)) [(я - Нг)/Н].
(1.65)
Принимая давление в шламовом пространстве одинаковым
вдоль наружных кромок всех тарелок, определяем граничную
скорость .каждого ответвляющегося потока
t?r s=r Qcn/2nrTteT. (1.66)
Режим течения жидкости в каждом сечении шламового про-
странства может быть определен по числу Рейнольдса Re =
—Auzrrh). Для кольцевого сечения потока гг= (гос—гт)/2, а ско-
рость принимается из формулы (1.65). Тогда
Re [2Qcn (roc — гт)/л (гос2 — гт2) т] [(// — Нг/Н) =>
(2Qcn/nDCpv) [(Я— Нг)/Н], (1.67)
где £>Ср — средний диаметр кольца, ограниченного окружностями радиусов
ГОс и гт.
По данным Н. Н. Липатова [29] в шламовом пространстве
молокоочистителей (с цилиндрической стенкой ротора) Re =
30
=2000...8000. Это свидетельствует о том, что в шламовом прост-
ранстве, по крайней мере в его нижней части, режим течения
переходный или турбулентный.
В работе [30] предложены более сложные формулы для оп-
ределения составляющих скорости потока. Автор исходит из
условий ламинарности течения и параболического закона рас-
пределения профиля скоростей в осевом направлении. Вследст-
вие этого, полученные выводы имеют ограниченное применение.
При расчете профиля скоростей в шламовом пространстве, при-
веденном в работе [31], принято допущение о весьма медленном
характере течения в рассматриваемой полости потока вязкой
несжимаемой жидкости. Подход к решению задачи несколько
отличается от [30], но принятые допущения также делают этот
подход неприемлемым для реальных условий. Распределение
потоков в шламовом пространстве саморазгружающегося се-
паратора описано в работе [32]. С целью упрощения задачи
авторы рассматривают в плоском случае линии тока идеальной
жидкости внутри прямого угла. Таким образом используется
известное решение о характере потоков. Однако для само-
разгружающихся сепараторов угол конуса составляет ПО...140°,
а угол, приближающийся к прямому, характерен лишь для соп-
ловых сепараторов, но в них имеется отток жидкости к перифе-
рии, что не учтено в работе [32]. Существенным недостатком
рассмотренных работ (помимо указанных выше допущений)
является практическое отсутствие экспериментального под-
тверждения полученных аналитически зависимостей. Вопросы
гидродинамики потоков в шламовом пространстве требуют даль-
нейшего углубленного изучения с учетом большего приближе-
ния к реальным условиям процесса.
Более широко и полно изучены гидродинамические процессы
применительно к межтарелочным пространствам ротора.
При выводе формулы определения производительности
Г. И. Бремер [33] сосредоточил внимание на перемещении час-
тицы в потоке, подчиняющемся всем законам ламинарного те-
чения. В процессе дальнейшего развития теории сепарирования
выявилась необходимость в более углубленном изучении потока
жидкости в межтарелочных пространствах и влияния его осо-
бенностей на процесс выделения частиц расчетного размера.
Режим тонкослойных потоков в роторе первоначально харак-
теризовали лишь значением числа Рейнольдса, которое приме-
нительно к межтарелочным пространствам с гидравлическим
радиусом гг=0,5ft, имеет вид
Re — Qcn/nrvzT. (1.68)
В формуле принята средняя меридианальная скорость по-
тока
'<’м .ср — Qcn/23ir/zzT. (1.69)
В формуле (1.68) отсутствует величина h, однако влияние
межтарелочного зазора на характер потока и эффективность
31
процесса разделения неоспоримы. Н. Н. Липатов [34] экспери-
ментально и теоретически установил наличие оптимального
расстояния .между тарелками для более эффективного разде-
ления определенных гетерогенных систем.
В дальнейшем он установил [35], что критическое значение
числа Рейнольдса выше при движении жидкости в радиально
суживающемся канале, т. е. при перемещении ее от периферии
к центру, чем при движении в радиально расширяющемся за-
зоре, т. е. при движении от центра к периферии.
Формула (1.68) характеризует число Рейнольдса без учета
окружной скорости потока относительно тарелок. П. Г. Роман-
ков и С. А. Плюшкин [36] предлагают характеризовать поток
также числом Рейнольдса, которое рассчитывается в зависимо-
сти от относительной окружной скорости потока иф по формуле
Req, t= (гф2Л)/у, (1-70)
где для межтарелочных пространств, в которых зазор образо-
ван шипиками
v<p t= (X—(1-71)
При образовании межтарелочного зазора планками
t><p >= ^м.ср/Х • (1-72)
Здесь параметр Xt=ft"|/(<osina)/v, (1-73)
где а — половина угла конуса тарелки.
И. В. Лысковцов [37] предлагает определять число Рейнольд-
са для тарелок с шипиками, исходя из абсолютной скорости
межтарелочного потока, т. е. при va6c=-^v2u. сР+^2Ф. И. В. Лыс-
ковцов придает большое значение параметру X2/sin a=ft2<o/v.
Он считает, что уже при (X2/sin a) >50 происходит обратный
ток жидкости в средней части межтарелочного зазора и возни-
кает турбулентность. Об этом упоминается и в работе [36].
Однако, расчеты ряда распространенных отечественных и за-
рубежных конструкций сепараторов, имеющих тарелки с шипи-
ками, показали, что параметр X2/sin а находится в диапазоне
105... 130. Между тем производительность этих сепараторов в
основном соответствует расчетным характеристикам, т. е. такая
высокая степень турбулентности не отмечается.
При входе жидкости в межтарелочные пространства неиз-
бежно возникает турбулентность вследствие резкого поворота
основного течения. В межтарелочных пространствах поток ста-
билизируется и преобразовывается в ламинарный. И. В. Лыс-
ковцов предложил формулы для определения длины участка
стабилизации. Радиус гст, начиная с которого можно считать по-
ток установившимся, определяется:
для потока жидкости, движущейся от периферии по радиаль-
но суживающемуся .каналу, образованному планками
Гст t= Гщах— 0,064 (ФсгЛА’Гтах^т) SIB ОС. (1.74)
32
При движении жидкости к 'периферии по радиально расши-
ряющемуся каналу
Гст *= 'min + 0,0717 (ОспЛ/WminZ) sin а. (1.75)
При образовании межтарелочного зазора шипиками, определе-
ние Гст по этим формулам будет менее точным, так как при их
выводе исключено влияние сил Кориолиса.
Значительный интерес представляет определение режима по-
тока в каналах пакета, образованных отверстиями в тарелках
сепараторов-разделителей и их разновидности — концентрато-
ров. Как показывают работы В. Д. Суркова, Ю. П. Золотина и
других исследователей (38, 39, 40], при поступлении жидкости
в межтарелочные пространства через отверстия, вокруг них
возникает вращение (рис. 1-11). При этом зоны образования
вихря зависят от расхода жидкости и частоты вращения рото-
ра. Размеры участка стабилизации зависят не только от конст-
руктивных параметров тарелки, но и от степени турбулизации
потока, поступающего в межтарелочное пространство. Число
Рейнольдса для потока, поступающего в отверстие тарелки, рас-
положенной в любом месте пакета, определяют по выражению
Rez — Re0 [ 1 — (г’/гт)] t= (4<2Сп/лР0Потв*) 11 — (z'/zT)l, (1 76)
где Re0 — значение числа Рейнольдса в каналах тарелко держателя; г' —
число межтарелочных пространств, находящихся ниже рассматриваемой та-
релки; Do — диаметр отверстия в тарелке; пОтв — число отверстий в та-
релке.
Применительно к реальным конструкциям сепараторов, в
каналах нижних тарелок число Рейнольдса может доходить до
42-103 в сепараторах разделителях [40] и до 70-103 в сепарато-
рах сгустителях, уменьшаясь по мере достижения потоком верх-
них тарелок, соответственно до 200 и 350.
Размеры участка стабилизации потока вероятно также долж-
ны корректироваться в зависимости от удаления межтарелочно-
го пространства от источника питания.
Время пребывания частицы в межтарелочном пространстве
зависит от равномерности омывания потоком поверхности та-
релок. Исследования [29] тарелок с шипиками показали, что при
подаче жидкости через отверстия интенсивно омывается пото-
ком жидкости около 40% от всей площади тарелки. С увеличе-
нием межтарелочного зазора или повышением производительно-
сти поверхность тарелки, интенсивно омываемая потоком, уве-
личивается. Исследования, проведенные на тарелках с планка-
ми при периферийной подаче жидкости, выявили наличие не-
скольких зон движения жидкости в межтарелочном простран-
стве. Продолжительность нахождения жидкости в разных зонах
довольно различна и разница во времени доходит до 70%.
Поскольку производительность разделения близка к расчет-
ной, можно полагать, что отрицательное влияние на эффектив-
ность сепарирования ряда гидродинамических факторов ком-
пенсируется другими явлениями.
3-658
33
Рйс. 1-11. Схема распределения потоков при входе однородной жидкости в
межтарелочное пространство через отверстия
. Рис. 1-12. Биконическая система координат р, х, <р
Среди этих явлений следует рассмотреть особенности воздей-
ствия центробежного поля на характер течения потока и воз-
можность предотвращения (при определенных условиях) пере-
хода ламинарного потока в турбулентный. В этом отношении
заслуживает внимания работа Джонстона {25], в которой дока-
зывается воздействие эффекта стабилизации турбулентного те-
чения со сдвигом с помощью кориолисовых сил, возникающих
во вращающихся системах. При этом автор считает, что описан-
ный в работе эффект обусловлен только кориолисовыми сила-
ми, а радиальное расстояние в канале и положение канала по
отношению к оси вращения влияния не оказывают.
Эффект подавления турбулентности рассматривается на при-
мере каналов турбомашин, но, в известной мере, полученные ре-
зультаты могут быть использованы и применительно к другим
вращающимся системам.
Основным фактором, характеризующим влияние центробеж-
ного поля на режим течения, является параметр вращения Д'о,
который представляет собой отношение кориолисовых и инер-
ционных сил и равен обратной величине числа Россби, т. е.
2?'о = <вй/оср. В приведенных примерах показано наличие турбу-
лентности при /?'о=О, т. е. при отсутствии вращения и постепен-
ная ламинаризация течения по мере возрастания параметра вра-
щения Д' о до 0,13. Критическое значение Д'о, при котором в по-
токе начинают появляться участки ламинарного движения, за-
висит от числа Рейнольдса. На основании результатов экспери-
ментально-теоретических исследований Джонстон пришел к вы-
воду, что течение с развитой турбулентностью не может суще-
ствовать при больших параметрах вращения Д'о, даже когда
34
числа Рейнольдса на порядок превосходят соответствующее пе-
реходное значение при отсутствии вращения.
Одно из направлений аналитических исследований гидроди-
намических закономерностей движения жидкости в межтаре-
лочных пространствах, получившее наибольшее развитие, осно-
вано на работах Е. М. Гольдина [41—44]. Он предложил метод
исследования межтарелочных потоков путем преобразования
системы уравнений Навье — Стокса и неразрывности примени-
тельно к биконической системе координат р, х, <р (рис. 1-12).
В дальнейшем эта система координат и подход Гольдина к ре-
шению задачи были использованы многими советскими и зару-
бежными исследователями.
Ввиду того, что предложенная система уравнений в исход-
ном виде не решается, применять ее для проведения аналити-
ческих исследований потоков можно только при условии отдель-
ных упрощений. О правомерности различных допущений в на-
стоящее время нет единого мнения и каждый автор решает за-
дачи определения перепада давления и построения профиля ско-
ростей в рассматриваемых участках межтарелочного простран-
ства в зависимости от своего подхода к возможности прене-
бречь теми или иными членами уравнения или параметрами
процесса. В результате получено значительное число уравнений,
зависимостей, графиков, которые опубликованы в ряде моногра-
фий и во многих статьях. Ввиду обширности имеющихся мате-
риалов полное обобщение их в пределах данной. 'Книги не пред-
ставляется возможным.
Основной критерий X, предложенный Гольдиным для опре-
деления характера течения жидкости в межтарелочном про-
странстве, представляет собой отношение сил Кориолиса к си-
лам вязкости
X t= h "]/wsin a/v.
Кроме этого Гольдин ввел еще параметр -q для определения
устойчивости потока, это отношение осредненной по толщине
потока меридианальной скорости к переносной скорости таре-
лок
ц Qcn/2№coteT. (1.77)
При т) = 1 средние слои межтарелочного потока не вовлекают-
ся во вращательное движение тарелок, поэтому необходимо,'
чтобы т]<1. В реальном сепараторе это условие всегда выдер-
живается, так пак т) обычно не превышает 0,01 и, следователь-
но, поток устойчив.
М. И. Шиляев [45], используя также биконическую систему
координат, полагает для построения профиля скоростей и оп-
ределения критерия устойчивости несколько иную методику,
предусматривающую использование величины X2 и параметра,
аналогичного т].
В работе Бохмана [46] приведены результаты эксперимен-
тальных исследований гидродинамики .межтарелочных потоков
3*
35
и сравнительная оценка теоретических схем Гольдина и Ниль-
сона. Автор отмечает, что результаты, полученные по методу
Нильсона, больше соответствуют визуальным наблюдениям, чем
при методе Гольдина. Одновременно указано на то, что все же
еще рано делать окончательный вывод о профиле скоростей, но
направление потоков показывает, что поверхность тарелки за-
гружена неравномерно.
Н. Н. Липатов и Е. В. Семенов в своей работе [47] отмечают,
что силы Кориолиса и в ряде случаев силы- инерции нельзя
сбрасывать со счетов при анализе сил, действующих на частицу
жидкости. Они приходят к выводу, что при больших угловых
скоростях сила Кориолиса достигает значительной величины и
существенно искажает профиль скоростей.
Известен ряд работ зарубежных ученых [48, 49], посвящен-
ных изучению потоков между дисками и конусами. Некоторые
из предложенных методов используются и при исследовании
межтарелочных потоков.
Наиболее полно анализ особенностей гидродинамики межта-
релочных потоков изложен в монографии В. А. Карпычева и
Е. В. Семенова [50], в которой авторы наряду со своими ис-
следованиями приводят результаты, полученные в других рабо-
тах, посвященных этим процессам.
Окончательную ясность в построение истинной схемы про-
цесса может внести тщательная экспериментальная проверка
предложенных математических моделей.
Глава 2
Разделение суспензий и эмульсий
в осадительных центрифугах и сепараторах
2.1. Разделение суспензий в осадительных
центрифугах
Осадительное центрифугирование может проводиться од-
ним из трех способов:
1) центрифугирование какого-то объема суспензии, который
не пополняется, а фугат и осадок во время процесса не отво-
дятся;
2) центрифугирование с длительным подводом суспензии и от-
водом фугата без удаления осадка во время процесса;
3) центрифугирование с непрерывным подводом суспензии
и непрерывным отводом фугата и осадка.
На центрифугах периодического действия разделение про-
водится первым и вторым способами. Непрерывное разделение
суспензий (третий способ) проводят на центрифугах со шнеко-
вой выгрузкой осадка.
36
Рассмотрим процесс центрифугирования отдельного объема
полидисперсной суспензии в роторе осадительной центрифуги
без отвода фугата. Пусть исходная концентрация суспензии ссп,
размер частиц твердой фазы находится в пределах от нуля до
dmax, а дисперсный состав характеризуется функцией плотности
распределения F(d).
Принимая в начале процесса осаждения (т=0) концентра-
цию всех фракций твердой фазы по высоте слоя суспензии рав-
номерной, а осаждение свободным (не стесненным), можем
ожидать, что за время ц из слоя толщиной грт—г0 выпадут все
частицы, размер которых равен или больше di(c?i ^^max) •
Если режим обтекания частиц размером di находится в ла-
минарной области сопротивления, то движение частиц описы-
вается уравнением
(dr/dx) >= k0d2r, (2.1)
где ke =s A pw2/18р..
Путем несложных выкладок можно показать, что закон из-
менения относительной концентрации полидисперсной твердой
фазы по толщине слоя в зависимости от радиуса г имеет вид
Г
Сф/Ссп-(г02/2У^) j [F(d)dr/rsVM^], (2.2)
го
где Сф — концентрация твердой фазы с размером частиц от нуля до d
у поверхности радиусом г; Ti — продолжительность центрифугирования.
Как видно из формулы (2.2), при .центрифугировании поли-
дисперсной суспензии концентрация твердой фазы возрастает от
нуля у поверхности радиусом го до Сф1 у поверхности радиу-
сом Грт.
После центрифугирования в течение времени п вместе с фу-
гатом уносится некоторое количество твердой фазы, которая не
успела осесть на обечайку ротора за данный отрезок времени.
Отношение этого .количества твердой фазы к исходному назы-
вается относительным уносом твердой фазы с фугатом или про-
сто относительным уносом и обозначается через е.
Выражение для определения относительного уноса при цент-
рифугировании в течение времени Т] имеет вид
dk
ех Q (4) —[Грт2/(грт2 — ''о2)] J {1 — [ехр (—г^т^2)]} F (d) dd. ' (2.3)
о
Здесь первый член правой части равен значению функций
распределения Q(d) при d==dk, т. е. представляет собой суммар-
ное содержание в суспензии частиц размером от нуля до dk,
а второй член — количество твердой фазы с частицами тех же
размеров, выпавшей в осадок за время центрифугирования.
Уравнение (2.3) отражает физический смысл процесса осади2
тельного центрифугирования полидисперсной суспензии с перио-
37
дическим отводом фугата. Однако это уравнение сложно и при
практическом использовании требует численного интегрирова-
ния.
Если разложить в ряд показательную функцию
ехр(—2£oTid2) и ограничиться тремя первыми членами, то вы-
ражение для определения относительного уноса существенно
упростится и примет вид
dk
=> Q (dk) — [2грт/(грт + r0)J (1/d*2) J d2F (d) dd +
o
dk
+ H ('pt — r0Vdk* (rPT 4- r0)] J d*F (d) dd.
о
(2-4)
Как уже отмечено, ei представляет собой относительное со-
держание твердой фазы в фугате после осветления суспензии
в течение определенного времени. С изменением длительности
осаждения меняется крупность разделения и соответственно от-
носительное содержание твердой фазы в фугате, т, е. d* и е
являются функциями длительности осаждения.
Иногда результат осадительного центрифугирования выра-
жают через относительное количество твердой фазы суспензии,
выпавшей в осадок в течение времени т. Эту величину называют
степенью осветления [6] или эффективностью разделения (51] и
обозначают через Е. Нетрудно показать, что относительный
унос твердой фазы и степень осветления (или эффективность
разделения), выраженные в относительных долях, связаны меж-
ду собой зависимостью
е + Ег=1. (2.5)
Рассмотрим далее процесс осветления разбавленной суспен-
зии в цилиндрическом роторе трубчатой центрифуги. Диффе-
ренциальное уравнение траектории частицы дисперсной фазы,
размер которой соответствует крупности разделения, имеет
вид:
(й'Л'осж) t= (dz/v2). (2.6)
Принимаем, что режим обтекания частиц размером d^d*
находится в ламинарной области сопротивления, т. е.
Госж k0d2r, (2.7)
а скорость течения суспензии вдоль ротора определяется зави-
симостью (1.6), 'Которую здесь перепишем в виде
vz t= (Q/2nfe0) [грт2 — г2 4- 2r02 In (r/rPT)J.
Тогда после подстановки в (2.6) выражений для посж и vz по-
лучим
(dr/k0d2r) t= (2n60dz)/[Q (грт2 — г2 4- 2r02 In (r/rPT)]
38
или, переходя к интегралам,
грт 2ОСЖ
(Q/2nfc0M*2) J П'Рт2 — гй + 2r02 In (г/гРт)]/г} dr t= J dz.
Го О
После интегрирования в указанных пределах получим
t= Q/( ЛГрт 2£осиЛЛ1) > (2 • 8 )
где
by «= —(1 + Зр04— 4р02— 4р04 In р0)/(1 — р02 + 2 In р0 + 2р02 In2 р0).
Уравнение (2.8) выражает зависимость крупности разделе-
ния от длины зоны осаждения zocx при заданной производитель-
ности Q. С увеличением длины зоны осаждения крупность раз-
деления уменьшается и достигает минимального значения при
2осж = ЬОСж, где Ьосж расчетная наибольшая длина зоны осаж-
дения. Для трубчатых центрифуг (приближенно можно прини-
мать 7/ОСЖ'— 7.
Для определения крупности разделения в осадительной шне-
ковой центрифуге воспользуемся зависимостью (1.62). В данном
случае рассматриваем движение суспензии в винтовом канале
шнека, вследствие чего вместо vz будем брать и вместо коор-
динаты z — координату фгрт. Тогда уравнение (2.6) примет вид
(б1г/рОСж) (^рт^ф/^ф)- (2-9)
После подстановки значений скорости осаждения из (2.7) и
из (1.62), проведем интегрирование уравнения (2.9) в пределах
от г—г0 до г=гРт и от фгрт=О до фГрТ=£0Сж. После преобразо-
ваний получим
d. ^-Q-poL [ 2_______т
^о^осж ((1 •— ро2) — 2р0 In ро грт2Ро
T-nr^2-((l-Po2) + 2po2lnpo)]±Y^-}. (2.10)
Более точное значение крупности разделения может быть по-
лучено при подстановке в уравнение (2.9) пф= (Уф)1г+(^ф)гг-
При этом решение уравнения (2.9) и дальнейшие вычисления
следует проводить на ЭВМ. Учитывая, что расчеты, проведен-
ные по формулам (1.53) и (1.56), при z=b/2 дают близкие ре-
зультаты (см. рис. 1-5), можно также воспользоваться значе-
нием Уф = (Оф)12+(оф)21- В этом случае выражение для круп-
ности разделения имеет вид:
. 2 1 ~р0 Q 8 V mt v
* ^(Лосж 2п3'рт2Сп р01/2(1—ро2)
со
А=1
\ 1 — Ро /sin
X„(2fe—2)!(4fe—5)
39
( 2*—г) 1
к 1 Ро_____/ cos р0 -]- 2/?,
~ (2fe—1)1 (4fe—3) ~ T
С*отн Г 2Po (1 + 2^1) . 1) .„ ...
1 + Po [ (1 — Po) (Pc—2Вг) jj’
где n3—число”заходов шнека,
„ n mi2^-n sh (Xnpo) Po f 1 — Po Po2 In2 Pol
" Po(l-Po) ~ 2 I 4 - l-p0
n=l
p0V2—cosnn „ Po2lnpo
Vch(Mo/2) : 1C= 1—Po2 '
В выражениях (2.10) и (2.11) верхние знаки относятся
к прямоточной центрифуге, нижние — к противоточной.
При использовании формул (2.10) и (2.11) важно правильно
определить расчетную длину зоны осаждения £осж и расчетную
ширину b винтового канала.
Расчетную длину £осж следует выбирать с учетом стабилиза-
ции потока суспензии после поступления ее в ротор. Как пока-
зали экспериментальные исследования [12], поток стабилизиру-
ется на небольшой длине, которую предлагается принять равной
длине одного витка шнека. В зоне, прилегающей к сливному
борту ротора противоточной центрифуги, происходит расслоение
потока. При этом образуется радиальная составляющая потока
и кольцевой вихрь, создающий отрицательный поток. Кроме
того, непосредственно перед сливным бортом сечение потока су-
жается вследствие наклона последнего витка. Учитывая эти об-
стоятельства, участок шнека, прилегающий к сливному борту,
равный развернутой длине одного витка, следует исключить из
зоны осаждения. В прямоточной центрифуге поток также рас-
слаивается в зоне поворота. Поэтому как для прямоточной, так
и для противоточной центрифуг из зоны осаждения следует ис-
ключать два витка шнека (один — на входе потока, второй —
в сливной зоне). Тогда длина зоны осаждения составит
i-ooK — [(«в. ц — 2)/п3] 1/йин2 4л2Грт2, (2.12)
где «в.ц — число витков шнека на цилиндрической части ротора.
Расчетную ширину винтового канала предлагается прини-
мать равной половине расстояния между соседними витками
шнека. Это обусловлено необходимостью учитывать поперечную
циркуляцию, которая вызывает интенсивные восходящие токи
жидкости. Вследствие этого на участке, равном половине шири-
ны канала, могут осаждаться только грубые частицы с разме-
рами, обычно превосходящими крупность разделения.
Приведенные зависимости позволяют приближенно опреде-
лять крупность разделения, которая представляет собой беско-
нечно узкий класс наиболее крупных частиц твердой фазы дан-
ной плотности, которые могут быть вынесены с фугатом. Как
40
свидетельствует опыт, в осадок вместе с крупными частицами
выпадает и некоторое количество частиц, размер которых мень-
ше крупности разделения. Как было высказано нами в /более
ранней публикации, мелкие частицы попадают в осадок в ре-
зультате равномерного их распределения по сечению потока,
вследствие чего мелкие частицы осаждаются с различных по-
верхностей, а не только со свободной поверхности жидкости. Это
суждение основывалось на предположении, что на начальном
участке ротора (в зоне формирования потока) имеется доста-
точно условий для полного перемешивания суспензии по тол-
щине подвижного слоя жидкости.
При турбулентном потоке суспензии на осаждение частиц
твердой фазы могут существенно влиять турбулентные пульса-
ции жидкости. Кроме этого, частицы, находящиеся в потоке,
приобретают вращательное движение. К числу причин этого яв-
ления относят поперечный градиент скорости потока, неправиль-
ную форму частиц, их взаимодействие между собой и другие
факторы. Возникающие вследствие вращения частиц поперечные
силы (эффект Магнуса) влияют на характер их движения и,
следовательно, на скорость осаждения. На скорость осажде-
ния влияет также отставание жидкости от вращения ротора.
Перечисленные факторы приводят к уносу с фугатом некоторого
количества частиц с размером больше крупности разделения.
Таким образом, в действительности четкой границы по круп-
ности разделения при центрифугировании суспензии нет — фу-
гат содержит частицы, имеющие размеры, превосходящие круп-
ность разделения, и одновременно обедняется более мелкими
частицами, которые попадают в осадок. Определение грануло-
метрического состава твердой фазы фугата подробно рассмот-
рено в работе [13].
Учитывая указанные выше обстоятельства, использование
зависимостей (2.9), (2.10) и (2.11), а также предложенных в ра-
ботах [6] и [13], можно рекомендовать только для ориентиро-
вочного определения крупности разделения и относительного
уноса твердой фазы с фугатом при заданной производительности.
Правила оценок относительного уноса при неизвестной функ-
ции распределения частиц твердой фазы предложены в ра-
боте [52].
Чаще встречающуюся в промышленной практике задачу оп-
ределения производительности центрифуги по заданному пре-
дельному значению относительного уноса твердой фазы с фуга-
том более надежно решать путем моделирования процесса с пи-
лотного образца машины на промышленный образец (см. гл. 7).
2.2. Разделение суспензий и эмульсий
в сепараторах
Жидкостные сепараторы — одна из разновидностей обору-
дования для разделения жидких гетерогенных систем под дейст-
вием центробежной силы. По характеру процесса и его движу-
41
щей силы жидкостные сепараторы наиболее близки к центри-
фугам. Сепараторам свойственен комплекс обязательных
признаков, которые составляют отличительную особенность это-
го вида оборудования: непрерывность потока, его тонкослой-
ность, ламинарность, максимальное использование внутренней
полости ротора для создания развитой поверхности осаждения
частиц, вращение ротора с частотой вращения выше критиче-
ской.
При отсутствии хотя бы одного из этих признаков, машину
следует относить к центрифугам, а не к сепараторам.
Непрерывность потока, как и в центрифугах, создают прием-
но-отводящие устройства. Работа сепаратора при частоте вра-
щения ротора выше критической достигается применением упру-
гих элементов в верхней опоре приводного вала, который обыч-
но расположен вертикально. Тонкослойность потока достигается
размещением в роторе набора вставок, между которыми поток
движется тонким слоем при ламинарном режиме. По типу вста-
вок в роторе сепараторы разделяют на две группы — камерные
и тарельчатые.
В роторе камерного сепаратора размещен набор концентри-
чески расположенных цилиндров с отбортовками, между кото-
рыми последовательно (реже — параллельно) протекает обра-
батываемая жидкость. Эти сепараторы предназначены для вы-
деления из суспензий осадка. Известны конструкции, позволяю-
щие одновременно отделять и легкие компоненты, которые со-
бираются на наружных поверхностях цилиндрических вставок.
Роторы камерных сепараторов разгружаются вручную, поэтому
эту группу машин в дальнейшем мы рассматривать не будем.
В роторе тарельчатого сепаратора установлен пакет тонко-
стенных вставок, имеющих форму тела вращения (например,
усеченного конуса), образующих между собой зазоры, по кото-
рым тонкими параллельными слоями перемещается в ламинар-
ном режиме поток разделяемой жидкости. В этих сепараторах
можно осуществлять практически все процессы, связанные с раз-
делением жидкостных систем на компоненты, отличающиеся по
плотности или по размерам частиц: осветление или сгущение
суспензий, разделение эмульсий и других многокомпонентных
систем, концентрирование дисперсной фазы, классификацию час-
тиц полидисперсных систем. Применительно к тарельчатым се-
параторам эффективно используется способ центробежной раз-
грузки ротора от осадка, что способствует широкому распро-
странению их в промышленности.
В зависимости от технологического назначения конструкции
роторов имеют соответствующие особенности. Основные схемы
роторов саморазгружающихся тарельчатых сепараторов пред-
ставлены на рис. 2-1.
При разделении суспензии (рис. 2-1, а) жидкость поступает
через внутреннюю полость тарелкодержателя к периферии рото-
ра и, оттесняясь под действием гидростатического давления
42
Рис. 2-1. Основные схемы
роторов саморазгружающихся сепараторов
к центру, проходит через зазоры между тарелками, в которых
происходит основное выделение дисперсной фазы. Если в сус-
пензии имеются грубодисперсные частицы, которые могут выде-
литься на малом радиусе уже в полость тарелкодержателя,
поток суспензии направляется на разделение в соответствии со
43
схемой (рис. 2-1,6), поступая в этом случае непосредственно
в шламовое пространство по каналам между направляющим
конусом и крышкой ротора. В любом из этих случаев выделен-
ная дисперсная фаза, перемещаясь в шламовое пространство по
поверхности тарелок, и суспензия или дисперсионная среда, дви-
жущаяся по направлению к оси ротора, образуют в межтаре-
лочном пространстве два встречных потока, т. е. процесс раз-
деления происходит в условиях противотока.
В последние годы проводятся работы по созданию и внедре-
нию прямоточных сепараторов [53]. При этом суспензия подает-
ся в пакет тарелок непосредственно из центральной полости
тарелкодержателя (рис. 2-1,в). Выделяемая дисперсная фаза и
жидкая среда перемещаются к периферии в порядке сопутного
движения, осадок сбрасывается с тарелок в шламовое про-
странство, не пересекаясь с потоками 'поступающей суспензии.
Основные задачи, еще не решенные полностью, заключаются в
изыскании способов подачи суспензии, обеспечивающих наи-
большую загрузку поверхности тарелок, отвода осветленной дис-
персионной среды без пересечения ее потока с удаляемым осад-
ком.
В процессе сгущения суспензий выделяемый осадок в виде
концентрата непрерывно отводится от ротора, схема которого
представлена на рис. 2-1, а, д. Концентрат удаляется через соп-
ла, расположенные либо на периферии ротора (рис. 2-1,а), либо
приближенные к оси вращения (рис. 2-1,6), сообщающиеся
с шламовым пространством посредством наклонных каналов.
В ряде конструкций концентрат, выходящий из сопел, .посту-
пает в вспомогательную полость ротора, откуда удаляется под
давлением по напорной трубке. В современных высокопроизво-
дительных сепараторах-сгустителях на периферии тарелок рас-
положены отверстия, через которые в пакет тарелок поступает
весь объем суспензии (рис. 2-1,а), либо часть ее (рис. 2-1,6).
В последнем случае между тарелкодержателем и основанием
ротора предусмотрена кольцевая щель, через которую другая
часть суспензии направляется в шламовое пространство перед
поступлением ее в пакет тарелок.
Наиболее сложны межтарелочные потоки в сепараторах-раз-
делителях (рис. 2-1, е), в особенности, при разделении трехком-
понентных систем, содержащих осадок. Жидкостная система
поступает в пакет тарелок, как правило, через отверстия, рас-
положение которых на поле тарелок определяется соотноше-
нием легкого и тяжелого компонентов эмульсии и условиями их
удаления из ротора. Выделенный легкий компонент перемещает-
ся по направлению к оси вращения по верхней поверхности ни-
жележащей тарелки и, поднимаясь вдоль тарелкодержателя, от-
водится из ротора через сливное устройство. Тяжелый жидкий
компонент сопутно с частицами осадка (если таковой имеется)
направляется по нижней поверхности вышележащей тарелки
к периферии. Выйдя из пакета тарелок, тяжелый текучий ком-
44
Рис. 2-2. Схема движения частиц дисперсной фазы в межтарелочном прост-
ранстве:
а — очистителя; б — разделителя
понент отводится из ротора по каналам между разделительной
тарелкой и крышкой ротора через другое сливное устройство.
На одном или на обоих сливных устройствах имеется приспо-
собление для регулирования качества и объемного соотношения
отводимых компонентов. При отводе обеих жидких компонентов
свободным сливом регулировочное устройство обычно устанав-
ливается на отводе компонента, содержащегося в исходном про-
дукте в меньшем количестве, что обеспечивает большую чувст-
вительность регулировки. Разделительная тарелка имеет боль-
ший диаметр, чем рабочие тарелки, чтобы затруднить удаление
легкого компонента вместе с тяжелым. В некоторых случаях,
например в сепараторах для разделения молока и крови, раз-
делительная тарелка имеет такой же наружный диаметр, что и
рабочая. Тогда процесс сепарирования носит несколько иной
характер, чем при разделении эмульсий и происходит не разде-
ление компонентов, а концентрирование частиц дисперсной фазы
в небольшом объеме дисперсионной среды (например, жировых
шариков в молочной плазме или форменных элементов крови
в кровяной плазме или сыворотке).
Независимо от типа ротора, процесс выделения частиц дис-
персной фазы осуществляется по общим схемам, упрощенно
представленным на рис. 2-2.
Находящаяся в межтарелочном пространстве частица пере-
мещается под действием двух скоростей: стоксовой скорости
движения частицы в окружающей среде под действием центро-
бежной силы и скорости потока в данном сечении зазора между
тарелками. Истинная скорость и направление движения части-
цы представляют собой результирующую этих скоростей, т. е.
Ур = иСт+ип, где ир — вектор результирующей скорости, ист —
вектор скорости Стокса, vn — вектор скорости потока. При плот-
45
ности частицы большей, чем плотность среды, частицы будет
перемещаться по траектории 1 по направлению к нижней по-
верхности вышележащей тарелки (рис. 2-2, а) и, достигнув ее,
перемещаться под действием центробежной силы вдоль поверх-
ности тарелки по траектории 2 к периферийному участку тарел-
ки. Затем частица должна выйти из пакета тарелок в шламовое
пространство, завершая свое движение по траектории 3. Анало-
гичный процесс происходит и при выделении частиц, имеющих
меньшую плотность, чем дисперсионная среда. Только в этом
случае целью является отвод частицы в зону наружных каналов
тарелкодержателя (рис. 2-2,6).
Обычно для оценки эффективности процесса сепарирования
определяющей считают первую стадию перемещения частиц и
лишь для контроля уделяют некоторое внимание второй стадии.
Однако при определенной концентрации и плотности среды,
в которую выходит из межтарелочного пространства выделен-
ная частица, решающей может оказаться и третья стадия сепа-
рирования. Граница перехода от второй стадии к третьей не
столь явна, как от первой ко второй и при неблагоприятных ус-
ловиях может перемещаться от кромки тарелки внутрь межта-
релочного пространства.
Таким образом, процесс тонкослойного сепарирования со-
стоит из трех стадий. После третьей стадии перемещения час-
тицу можно считать выделенной из данного межтарелочного
пространства, но при сепарировании суспензий еще нет гаран-
тии от ее вторичного уноса в смежные межтарелочные простран-
ства.
Определение целесообразности применения сепараторов
Эффективное использование сепараторов возможно лишь
при соответствующих свойствах разделяемой системы. Для оп-
ределения целесообразности применения этого вида оборудова-
ния необходимо выполнить два предварительных этапа расчета.
Первый этап — выявление применимости закона Стокса к
разделению конкретной гетерогенной системы. Нижнюю границу
применимости закона Стокса можно не проверять, так как по-
правку к формуле Стокса необходимо вводить только в том
случае, если размер выделяемой частицы сравним по порядку
со средним пробегом молекул среды. В реальных производст-
венных системах соответствующие величины далеко не сравни-
мы, поэтому проверка нижнего предела не имеет практического
значения.
Верхний предел применимости формулы Стокса обусловли-
вается скоростью движения частиц при разделении системы в
поле центробежных сил. Эта скорость должна быть достаточно
мала, чтобы можно было пренебречь силами инерции в сравне-
нии с силами вязкости. Отношение этих сил представляет собой
46
критерий Рейнольдса. Н. Л. Слезкин пришел к выводу, что фор-
мулу Стокса можно применять при Re<0,5, т. е.
Reoc (^осжрж^/2р) <0,5. (2.13)
Критический диаметр dKP частицы, при котором еще возмож-
но применение формулы Стокса, соответствует ReOc = 0,5. При
подстановке в это равенство Стоксовой скорости осаждения час-
тицы, после некоторых преобразований выводится формула
4кр^2,62^/(Ю*гДррж). (2.14)
Размер dp расчетной частицы, которую требуется выделить
на сепараторе, должен быть меньше dKP. Обычно сепарированию
подвергаются тонкодисперсные системы и это условие выполня-
ется. Если же окажется, что dp>dKP, то такую среду .целесооб-
разно обрабатывать на другом оборудовании — циклонах или
центрифугах.
Второй предварительный расчетный этап заключается в оп-
ределении предельного размера выделяемой на сепараторе час-
тицы из условий возможности возникновения диффузии. Счита-
ется, что частицы размером свыше четырех микрометров прак-
тически не подвержены броуновскому движению. Но при мень-
шем диаметре возможна значительная величина пробега частиц,
особенно при повышении температуры среды.
Г. И. Бремер предложил [33] для определения радиуса наи-
меньшей частицы, еще выделяемой сепаратором, следующую
формулу:
''пред 1= °.7 V(RT/Njs) [In (п,/п2)/Дра>2г], (2.15)
где R/Na — постоянная Больцмана, равная 1,38-10“23 Дж/К; Т — абсолют-
ная температура сепарирования, К; П]/п2 — отношение частичных концентра-
ций на молекулярном уровне; по данным Г. И. Бремера In (n-Jn2) = 13,8.
Извлекая из-под корня постоянные величины, получаем удоб-
ную для инженерных расчетов формулу
/пред!= 2,6- 10-е УТ/(Ьрв?г). (2.16)
Зная предел сепарации и функцию распределения частиц
по размерам, можно определить, насколько эффективно приме-
нение сепаратора для разделения конкретной гетерогенной сис-
темы. Если частицы размерных классов, меньших предельного
размера, составляют значительный объем по сравнению с исход-
ным, то следует либо оказать воздействие на систему путем
применения коагулянтов или флокулянтов, либо изыскивать
другие способы разделения, не связанные с применением центро-
бежной силы.
Разделение суспензий
Для химических производств, в .которых гетерогенные сис-
темы обрабатываются сепарированием, наиболее характерно
разделение и сгущение суспензий. Сепараторы для разделения
эмульсий применяются реже.
47
Полидисперсные суспензии разделяются в роторе сепарато-
ра последовательно в два этапа. Частицы, обладающие наиболь-
шей гидравлической крупностью, могут быть выделены уже в
шламовом пространстве, не поступая в пакет тарелок с основ-
ным потоком жидкости.
Вследствие этого, рассматривая процесс сепарирования сус-
пензий, следует непременно принимать во внимание не только
разделение в тонком слое, но и осаждение частиц определенного
класса в шламовом пространстве, в результате чего может зна-
чительно снизиться концентрация дисперсной фазы в межтаре-
лочных пространствах.
Процессу тонкослойного разделения в межтарелочных про-
странствах посвящено значительное число аналитических и экс-
периментальных исследований, но влияние шламового прост-
ранства на эффективность сепарирования до настоящего време-
ни изучено еще недостаточно.
Сложность процесса разделения в шламовом пространстве
усугубляется при наличии сопел или при периодическом откры-
вании разгрузочных щелей на периферии ротора.
Влияние шламового пространства на процесс сепарирования
обычно связывали с заполнением периферийной полости ротора
осадком и соответствующим снижением эффективности сепари-
рования, вплоть до полного прекращения процесса разделения.
Время непрерывной работы сепаратора между периодическими
разгрузками ротора от осадка в общем случае зависит от объ-
ема шламового пространства, производительности сепаратора и
концентрации взвешенных веществ в разделяемой суспензии. Ис-
ходя из этого, наиболее распространенная формула для опреде-
ления времени непрерывной работы сепаратора имела следую-
щий вид:
Т3 г= Ушл/ФСпсу. (2-17)
Более точное определение величины т3 приобретает особое
значение ввиду того, что у саморазгружающихся сепараторов
управление циклом их работы автоматизировано как правило
во временной программе.
Опыт эксплуатации сепараторов с центробежной пульсирую-
щей разгрузкой ротора показал, что формула (2.17) требует
уточнения. Она не учитывает по крайней мере двух существен-
ных особенностей работы жидкостных сепараторов.
Применительно к большинству суспензий можно утверждать,
что недопустимый унос дисперсной фазы с фугатом возникает
значительно раньше, чем все шламовое пространство заполнит-
ся осадком.
Другим фактором, который обычно не учитывали при опре-
делении Тз, является частичный вывод взвешенных частиц с
жидким компонентом. При работе сепараторов-очистителей унос
взвесей с фугатом как правило невелик, но при классификации
тонкодисперсных материалов или при сепарировании трехком-
48
понентных систем, содержащих осадок, частичный унос их
с жидким компонентом, допускающим присутствие дисперсной
фазы, может быть достаточно ощутимым.
На основании анализа теоретических предпосылок и опыта
эксплуатации предложена {54] уточненная и более универсаль-
ная формула определения времени работы сепаратора между
разгрузками ротора от осадка, независимо от его конструкции
и характера разделяемой гетерогенной системы:
т3^^[Ушл/(2ж(ск-^)], (2.18)
где Ki — коэффициент, учитывающий полезную емкость шламового прост-
ранства, заполнение которой еще не нарушает эффективность процесса се-
парирования; <2» — производительность по исходному продукту с концент-
рацией сж твердой фазы в объемных долях; Кг— коэффициент, учитываю-
щий частичный унос твердой фазы с каким-либо жидким компонентом.
В общем случае Кг = (Qt/Qx)ct, при этом QT производитель-
ность по жидкому компоненту, уносящему твердую фазу при
концентрации ее ст.
При сепарировании суспензий K2 = t'<j>, при работе сопловых
сепараторов без уноса Кг=сж. В этом случае теоретически т3 =
= оо, но практически со временем сопло забивается и Кг будет
меньше сж на величину, зависящую от культуры производства,
наличия рециркуляции и степени совершенства конструкции се-
паратора.
В практике эксплуатации сепараторов применяют различ-
ные способы увеличения времени непрерывной работы сепара-
тора, которые сводятся фактически к повышению величины К?,
если это допускается процессом. Процесс организуется таким
образом, что часть легкого компонента направляется с взве-
шенными веществами для придания
им текучести и они не осаждаются
в роторе, а выводятся непрерывно
в виде концентрата. Примерами та-
ких процессов являются сепариро-
вание дрожжевых суспензий или
крови.
Аналитические исследования
разделения суспензий в шламовом
пространстве выполняются с теми
же значительными допущениями,
что и при изучении гидродинамики.
С учетом предположения о ве-
роятности ламинарного движения и
перемещения потока между сплош-
ной внешней цилиндрической по-
Рис. 2-3. Схема процесса выделения частиц
и траектории их движения в шламовом
пространстве ротора
4—658
49
верхностью и пакетом тарелок, в который равномерно по высо-
те устремляется часть суспензии, Г. А. Кук [28] определяет
граничный размер частицы drp, выделяемой в шламовом прост-
ранстве. При этом он рассматривает процесс (рис. 2-3), проис-
ходящий в зоне расположения наружной кромки тарелок. Эту
зону он называет «сортировочным барьером». Скорость удале-
лия частицы от пакета тарелок равна:
Сосж =« (w2rTApdIfl2)/l 8р- (2.19)
Скорость ответвленного потока, увлекающего частицу в па-
кет тарелок, определяется формулой (1.66).
Критическое состояние движения частицы определяется ра-
венством Цосж = »г, что соответствует выражению:
drp <= Д/ 9Qcnp./(no>2rT2ApftzT). (2.20)
Г. А. Кук указывает, что выведенные им формулы и зависи-
мости исходят из весьма схематичного рассмотрения движения
потоков и частицы в шламовом пространстве.
В дальнейшем авторы ряда работ, развивая основные тео-
ретические положения Кука, предложили более детальные схе-
мы процесса разделения в шламовом пространстве, рассматри-
вая поведение частиц во всей периферийной полости.
В работе [55] В. Д. Суркова с соавторами принято допущение
о том, что расход жидкости Qx, протекающей при поступлении
в шламовое пространство через кольцевую площадку с наруж-
ным радиусом Гос и условным внутренним радиусом хш, постоя-
нен по высоте ротора. Режим течения принят ламинарным. Ис-
ходя из этих условий, предложена формула для построения
траектории движения частицы различного диаметра имею-
щей начальные координаты хо, Н'г. Обозначения приняты в со-
ответствии с рис. 2-3
/С х02— (С/В)
''“к « (2'21’
де A i= <2Сп/[л (гос2 — Гт2)]: S = co2(Apdm2/18iii){QCn/[2ntfUI (roc2—гт2)]};
С (= <2гОс2/[2лЯш (гос2— гт2)].
Анализируя формулу (2.21), авторы пришли к выводу, что
при [х02—(С/В)]>0 частица будет перемещаться к периферии,
а при [хо2—(С/В)]<0 — вовлекаться в межтарелочные простран-
ства. Следовательно, при х0=УС/В частица будет находиться
в равновесном состоянии и перемещаться только в осевом на-
правлении.
В работе [56] Л. С. Скворцов, предлагая формулу определе-
ния радиальной составляющей скорости потока, и, приравнивая
к ней стоксову скорость осаждения, также получает условия
равновесного состояния частицы в шламовом пространстве ро-
тора. Цилиндрическую зону, в которой радиальная скорость
частицы равна нулю, автор называет особой поверхностью. Оче-
50
видно, что для каждого размерного класса частиц особая по-
верхность расположена на соответствующем радиусе.
При расположении особой поверхности вблизи наружных
кромок тарелок, большая часть расчетных частиц выделится в
шламовом пространстве, не поступая в межтарелочные прост-
ранства.
Продолжая исследование влияния места расположения осо-
бой поверхности на процесс сепарирования в целом, автор
в [57] разрабатывает методику, которую рекомендует для опре-
деления относительного количества твердого компонента, осаж-
дающегося в шламовом пространстве.
За основу расчетов принят безразмерный комплекс
Io —(AptozM2)/(18|iwr), (2.22)
где vr — скорость потока на входе в пакет тарелок.
Далее выводится зависимость между go и координатой гх осо-
бой поверхности с учетом параметров шламового пространства.
Рассматриваются два случая. При неравенстве O<go^O,5 коор-
дината особой поверхности определяется из выражения
(042—a^/(V— 1) = 0,625s/g?exp &/3). (2.23)
При неравенстве 0,5^go^O, 1, используется другое урав-
нение:
(а?- a?)/(at2 -1) ₽= 1- 0,365 (1 -g0)Mexp [0,85(1- g„)], (2.24)
где alt=(roc/rT) (см. рис. 2-3); аЛ —г*/гт.
Относительное количество твердого компонента, осаждаю-
щееся в шламовом пространстве в зависимости от go определя-
ется из соотношения:
?i/(ccn?o) = (ai2 —ax2)/(at2 — 0> (2.25)
где qi — количество дисперсной фазы, осевшей в шламовом пространстве,
отнесенное к одному межтарелочному зазору; — производительность, от-
несенная к одному межтарелочному пространству.
При go=l особая поверхность проходит по радиусу гт, при
go = 0— по радиусу гос. Используя эти зависимости, можно оп-
ределить, частица какой гидравлической крупности полностью
осядет в шламовом пространстве и какая будет целиком унесе-
на в межтарелочные пространства.
Несмотря на то, что в работах [28, 55—57] рассмотрены про-
цессы, происходящие только при ламинарном течении в шламо-
вом пространстве, ограниченном цилиндрическими поверхностя-
ми с односторонним оттоком жидкости, результаты аналитичес-
ких исследований представляют определенный интерес для пред-
варительной оценки роли шламового пространства в осаждении
частиц при сепарировании суспензий.
Необходимо учитывать влияние процессов, протекающих в
шламовом пространстве на равномерность технологической за-
грузки тарелок .по высоте пакета и на возможность вторичного
4*
51
уноса. Частицы (или их агрегаты), совершившие третью стадию
сепарирования, поступив в шламовые пространства, могут быть
захвачены восходящим потоком суспензии и увлечены в выше-
лежащий зазор между тарелками. Возможность такого процес-
са вытекает из анализа работы Л. Бруннера [58]. Эксперимен-
тальными исследованиями [59] установлено, что в процессе се-
парирования при неблагоприятных условиях удаления осадка
из пакета тарелок, в первую очередь зарастают осадком верх-
ние тарелки. Это явление проявляется тем очевиднее, чем мень-
ше гидравлическая крупность частиц, т. е. меньшая радиальная
скорость и, соответственно, большая подверженность 'уносу в
вышележащие межтарелочные пространства. Теоретически этот
процесс достаточно полно рассмотрен В. И. Соколовым [6],
сделавшим вывод, что в определенных случаях концентрация
твердого компонента возрастает от более близких к питателю
межтарелочных пространств к более удаленным.
Помимо гидравлической крупности на условия осаждения
частиц в шламовом пространстве после их выхода из межтаре-
лочного пространства большое влияние оказывает характер дви-
жения восходящего потока [60], турбулизация которого возрас-
тает по мере заполнения шламового пространства осадком.
Возможность вторичного уноса частиц, выведенных из паке-
та тарелок в шламовое пространство, усугубляется при усло-
виях, вызывающих деструкцию частиц или их агрегатов, кото-
рая в значительной мере зависит от режима движения потока.
Кроме этого из-за повышенной концентрации среды при сни-
жении объема реального шламового пространства затрудняется
осуществление третьей стадии сепарирования.
При правильном выборе типа сепаратора и режима его ра-
боты основной этап процесса разделения должен происходить
в тонкослойном потоке между тарелками. Если же в подавае-
мой на сепаратор полидисперсной суспензии неизбежно присут-
ствие какой-то доли грубодисперсных частиц, то необходимо
предусмотреть их яолное осаждение в шламовом пространстве.
Первым теоретическим исследованием процесса тонкослойного сепари-
рования является работа Г. И. Бремера [33]. В основе теории Бремера за-
ложено сопоставление действия двух факторов, определяющих реальные воз-
можности разделения в межтарелочном пространстве сепаратора. Эти фак-
торы — движение потока разделяемой жидкости и относительное перемеще-
ние частицы, пересекающей поток под действием центробежной силы.
Время нахождения жидкости в межтарелочном пространстве должно
быть достаточным, чтобы расчетная частица совершила под действием цент-
робежной силы свое перемещение, необходимое для выделения ее из потока.
При выводе расчетной формулы, определяющей параметры процесса, иссле-
дуют наименее благоприятные условия для выделения частицы, т. е. счи-
тают, что она имеет предельно малые размеры и расположена на макси-
мальном расстоянии от возможного места выделения на поверхность та-
релки. При разделении суспензии принимают, что частица находится в точ-
ке А (см. рис. 2-2) и ее необходимое перемещение в этом предельном случае
равно расстоянию между тарелками по горизонтали. В соответствии с этим
исследование процесса сводится к изучению соотношения (2.26).
52
Время нахождения жидкости в межтарелочном пространстве зависит
от производительности сепаратора и определяется уравнением (2.27)
t
S^Jcdt, (2.26)
о
11= [л (r2max r2miп) Л?т]/Q • (2.27)
Г. И. Бремер не учитывает Кориолисову силу, исходит из параболичес-
кого распределения скоростей в межтарелочном пространстве и принимает
скорость потока как среднюю меридианальную.
Г. И. Бремер вывел формулу расчета производительности сепаратора,
в которую входят параметры, определяющие разделяемость гетерогенной
системы и величины, характеризующие конструктивные особенности сепа-
ратора
Qcn == ?эф2/Злш2гт ctg a (r8max— r3min) (ДР/18Н) rf2- (2.28)
Аналогичная формула предложена для процесса разделения
эмульсий.
В современной технической литературе принято сопоставлять
разделяющую способность сепараторов по теоретическому ин-
дексу производительности
~ 2/3 (л/g) co2zT ctg а (г3глах— f3min)- (2.29)
Формула (2.28) определяет производительность, исходя из
первой стадии перемещения частиц.
Несмотря на принятые допущения и схематичность теорети-
ческих предпосылок, формула Бремера до настоящего времени
наиболее распространена и служит основой для расчетов как
в отечественной, так и в зарубежной практике сепараторострое-
ния. Методику Г. И. Бремера впоследствии использовали мно-
гие авторы [6, 28, 34, 61], которые предложили свои варианты
вывода ф°РмУлы производительности сепараторов, но в резуль-
тате пришли к формуле (2.28) или некоторым ее модифика-
циям [62].
Представляет интерес формула, предложенная Я. Муркесом
[63], который считает целесообразным скорректировать форму-
лу Бремера в соответствии с эмпирическими данными. В резуль-
тате исследований, проведенных фирмой «Альфа Лаваль» пред-
ложены несколько иные степенные показатели некоторых пара-
метров.
В результате получено эмпирическое уравнение для опреде-
ления производительности сепаратора при осветлении суспен-
зий и разделения эмульсий, приведенное к виду:
Q =4 2,3-10-2со’ctg a (rmaxV6 — rm.;n2.’6) (Др/i8fx) d2. (2.30)
По данным Я. Муркеса степенные показатели во многом за-
висят от разделяемости систем и приближаются к общеприня-
тым при сепарировании относительно более грубодисперсных,
соответственно снижаясь при повышении степени дисперсности
системы.
53
По мере развития аналитических исследований в области гидродинами-
ки сепараторов, предлагались соответствующие методы корректировки фор-
мулы Бремера с учетом полученных выводов. В связи с этим некоторые ав-
торы приняли в своих работах такие термины, как «элементарная теория
сепарирования» (т. е. теория Бремера) и «гидродинамическая теория сепари-
рования». Такая терминология едва ли правомерна, так как основные по-
ложения теории Бремера, определяющие сущность процесса сепарирования
для первой стадии перемещения частицы, остаются основополагающими во
всех работах. Специалисты отмечают, что для расчета сепарирования частицы,
находящейся в предельном состоянии, справедливо использование формулы
Бремера и что в этих случаях правомерно использование Г. И. Бремером зна-
чения средней скорости потока.
Гидродинамические исследования лишь уточняют отдельные параметры,
входящие в формулу Бремера. В первую очередь это относится к изучению
времени фактического пребывания расчетной частицы в поле различных
скоростей потока, условий выделения частиц, вступающих в процесс сепа-
рирования в различных зонах межтарелочного зазора, а не только в пре-
дельном случае, к определению изменения скорости перемещения частиц в
условиях стесненного осаждения, исследованию зависимости остаточного со-
держания дисперсной фазы в фугате от первоначальной концентрации и
распределения крупности частиц в исходной суспензии.
Многочисленные экспериментальные и аналитические исследования под-
твердили функциональную зависимость между производительностью и опре-
деляющими ее параметрами, входящими в формулу (2.28). При этом выяв-
лено, что степень участия этих параметров в процессе не полностью соот-
ветствует их соотношению, принятому в формуле и требует уточнения при-
менительно к конкретным процессам. В то же время установлено, что про-
изводительность, соответствующая граничному размеру выделяемой частицы,
еще не определяет полностью эффективность процесса сепарирования.
Остановимся на анализе некоторых параметров, входящих
в формулу (2.28).
Коэффициент £Эф отражает неизбежную разницу между тео-
ретическими предпосылками и реальными условиями процесса,
включая и влияние неучтенных факторов, определяющих первую
стадию процесса.
Как правило, составляет 0,6—0,8. Если при расчете по
формуле (2.28), выполненном при включении достаточно досто-
верных параметров, значение £Эф получено значительно меньше,
то причину заниженной фактической производительности Q сле-
дует искать в отсутствии достаточно благоприятных условий
для совершения частицей перемещений, определяемых второй
или третьей стадиями сепарирования.
Угол наклона образующей тарелок определяется условиями
второй стадии сепарирования и не может быть меньше 30°, а
максимальное значение его, диктуемое углом естественного от-
коса и стремлением к наибольшей производительности, не пре-
вышает '50°.
Следующий параметр, подлежащий рассмотрению, — число
тарелок. Равномерность загрузки пакета тарелок по высоте во
многом определяет эффективность процесса разделения, особен-
но в современных сепараторах, в которых число тарелок пре-
вышает 200.
Существующие разноречивые взгляды на равномерность за-
грузки в значительной мере объясняются различным трактова-
54
нием этого термина. В связи с этим следует установить, что
необходимо различать гидравлическую и технологическую за-
грузку тарелок.
Очевидность равномерности гидравлической загрузки пакета
тарелок подтверждается как теоретически, так и эксперимен-
тально. Действительно, ввиду практического равенства давле-
ний в зонах наружной и внутренней кромок всех тарелок и ус-
ловий ламинарного движения потока между ними, обеспечива-
ется равное количество жидкости, протекающей между тарел-
ками с одинаковым зазором. Об этом свидетельствуют и явив-
шиеся предметом дискуссий экспериментальные исследования
Шмитца, проведенные на однородной жидкости.
В то же время, многочисленные исследования, проведенные
рядом ученых, свидетельствуют о том, что при разделении са-
мых разнообразных жидкостных систем тарелки в пакете рабо-
тают неравномерно. При этом отмечено, что наиболее загру-
женными являются либо нижние, либо средние, либо верхние
тарелки. Анализ результатов значительного числа известных ис-
следований показал, что такое разнообразие мнений объясняет-
ся несопоставимостью условий экспериментов, т. е. структуры
объекта (суспензия или эмульсия), гидравлической крупности
примененной модели, .производительности и конструктивных осо-
бенностей установок.
Практически можно с достаточной достоверностью сделать
вывод о том, что гидравлическая загрузка тарелок по высоте
пакета равномерная, но технологически — по содержанию дис-
персной фазы — межтарелочные пространства в большинстве
реальных процессов сепарирования загружены не одинаково.
Вследствие этого поиски способов выравнивания технологиче-
ской загрузки пакета тарелок по высоте в зависимости от гид-
равлической крупности выделяемых частиц и от требуемой про-
изводительности являются перспективными и положительные ре-
зультаты их могут способствовать повышению эффективности
работы сепараторов.
Из формулы (2.28) следует, что наибольшее значение для
процесса разделения имеют размеры тарелок. Анализ методики
вывода формулы свидетельствует о том, что ее нельзя приме-
нять при/-min>0,5rmax.
Из практики разработки отечественных и зарубежных сепа-
раторов следует, что должно выдерживаться соотношение rmin=
= 0,35...0,45rmax в зависимости от назначения и типа сепаратора.
При расчете тарелок целесообразно учитывать участок ста-
билизации, принимая за максимальный радиус границы устано-
вившегося ламинарного движения. В соответствии с работой
[6] коэффициент использования тарелок может быть повышен
путем увеличения числа планок, вследствие чего снижается дав-
ление, возникающее в результате действия кориолисовых сил
и тем самым уменьшается дополнительное сопротивление внут-
ри межтарелочного пространства. Практикой современного се-
55
параторостроения подтверждается справедливость этой теорети-
ческой., предпосылки. Например, в сепараторе производительно-
стью около 200 м3/ч число планок доведено до 20 шт.
Среди конструктивных параметров, определяющих разде-
ляющий фактор сепаратора, отсутствует межтарелочный за-
зор Л. Теоретически, исходя из методики вывода формулы
(2.28), первая стадия движения частицы не зависит от межта-
релочного зазора. Между тем практикой установлено, что h ока-
зывает значительное влияние на эффективность процесса {34].
Роль межтарелочного зазора проявляется при рассмотрении
условий, определяющих вторую стадию процесса. Кроме этого,
работами по гидродинамике установлена решающая роль меж-
тарелочного зазора в формировании структуры потоков, что во
многом определяет эффективность использования межтарелоч-
ных пространств. Соответственно межтарелочный зазор и зави-
сящие от него потоки определяют траектории движения частиц,
вступающих в процесс сепарирования на различном расстоя-
нии от поверхности тарелки.
Еще одним параметром, не учитываемым формулой, являет-
ся концентрация дисперсной фазы в поступающей на сепариро-
вание суспензии. В основе комплекса, определяющего разде-
ляемость системы, заложена стоксова скорость осаждения час-
тиц. Одно из допущений, принятых при выводе формулы Сток-
са, — свободное осаждение изолированных частиц. Для малокон-
центрированных систем это допущение явилось правомерным.
С внедрением саморазгружающихся сепараторов появилась воз-
можность рентабельного разделения суспензий с объемной кон-
центрацией до 30%. Вследствие этого возникла необходимость
учитывать стесненное осаждение частиц, что важно при прак-
тической эксплуатации сепараторов.
Степень снижения производительности при изменении кон-
центрации с суспензии может 'быть учтена путем введения при
расчете коэффициента стеснения Кст, определяющего отношение
скорости стесненного осаждения к скорости свободного осажде-
ния, или путем введения отношения скоростей стесненного осаж-
дения при различной концентрации дисперсной фазы в суспен-
зиях.
Для определения Кст предложен ряд эмпирических формул
(2.31) по работе [64] и (2.32) по работе [65]:
Лст=*~ ecv 1/(есг)2 + (' — cv)3- (2-31)
Ксг:=(1 —cv)2/101,82\ (2.32)
где е — безразмерная гидродинамическая характеристика, равная 4,5 при
ламинарном режиме осаждения.
Формула (2.33) рекомендована для использования в диапа-
зоне объемных концентраций 0...0.2 [66], П. В. Лященко рас-
сматривает формулу (2.34)
Кст1=(1 —3,5cv) (2.33) KCTt=(l —2,5cv). (2.34)
56
Сопоставление расчетов по приведенным формулам с экс-
плуатационными данными при сепарировании дрожжевых сус-
пензий различной концентрации показало, что полученный по
формулам (2.31) и (2.32) коэффициент Кст дает сравнительно
небольшие (10—15%) расхождения при малых концентрациях
(0,04—0,1), с увеличением концентрации разница значительно
увеличивается. Наибольшие значения Кст получены при расчете
по формуле (2.33), т. е. производительность при использовании
этой формулы должна быть резко занижена. Наименьшие рас-
хождения в пределах концентрации от 0,04 до 0,25 получаются
при использовании формулы Лященко (2.34). При дальнейшем
повышении концентрации расчеты по этой формуле дают зани-
женную производительность.
Для определения производительности при изменении кон-
центрации исходного продукта формула Лященко может быть
использована, исходя из вытекающего из нее соотношения:
Qcn = Qo (1 — 2,5cV1)/(l — 2,5cVo), (2.35)
где Qcn — производительность no фугату при сепарировании суспензии с
концентрацией су,; Qo— производительность, удовлетворяющая требовани-
ям уноса по фугату при разделении суспензии с концентрацией cV().
На результаты процесса сепарирования может оказывать
определенное влияние коагуляция частиц дисперсных фаз.
Н. Н. Липатов указывает [29], что наиболее важное значение
для практики сепарирования имеет ортокинетическая коагуля-
ция. Принимается, что частицы коагулируют при каждом сопри-
косновении, причем в высокодисперсных системах большинство
столкновений приводит к слипанию частиц.
Применительно к межтарелочным пространствам основные
причины столкновений — разность скоростей при сопутном дви-
жении частиц, отличающихся между собой размерами, встреч-
ное движение легких и тяжелых частиц и различие скоростей
движения жидкости в различных слоях межтарелочного потока.
В последнем случае при наличии поперечного градиента ско-
рости потока может наблюдаться так называемая градиентная
коагуляция. По данным Н. Н. Липатова в условиях межтаре-
лочного пространства сепараторов градиентная коагуляция ока-
зывает ничтожное влияние на процесс сепарирования.
Значительно больший интерес представляет кинематическая
коагуляция, возможная при сопутном движении частиц, обла-
дающих различной гидравлической крупностью. В результате
соприкосновения крупных частиц с мелкими в межтарелочном
пространстве могут выделиться частицы меньшего размера, чем
расчетный. Число дополнительно выделяемых частиц зависит от
соотношения концентраций мелких и крупных частиц в раз-
личных зонах межтарелочного пространства.
Столкновения частиц различных дисперсных фаз при их пе-
ремещении в межтарелочном пространстве нежелательное явле-
ние, особенно при обработке эмульсий или трехкомпонентных
57
систем, содержащих осадок. При таких столкновениях частицы
твердой фазы могут быть унесены с фугатом крупными части-
цами легкой фазы, а наиболее мелкие глобулы частично будут
вынесены из ротора частицами тяжелого жидкого компонента
или выделены на стенки ротора вместе с частицами осадка.
В работе проведено теоретическое исследование вероятности
столкновения частиц при встречном упорядоченном движении
дисперсных фаз. В результате получены формулы для вычисле-
ния возможного числа столкновений и уравнение, позволяющее
определить направление движения объединенных тяжелых и
легких частиц. Н. Н. Липатов считает, что дальнейшее иссле-
дование вопросов коагуляции должно базироваться на более
глубоком изучении физико-химических и стабилизирующих
свойств оболочек частиц.
При использовании формулы Бремера мы получаем зависи-
мость производительности от критического значения гидравли-
ческой крупности частиц, находящихся в самых неблагоприят-
ных условиях для осаждения, но при рассмотрении даже эле-
ментарной схемы процесса очевидно, что в межтарелочном про-
странстве возможно выделение частиц значительно меньшего
размера, чем критический, если они вступают в процесс сепа-
рирования, будучи внесены потоком суспензии в зону межтаре-
лочного пространства, удаленную от кромки нижележащей та-
релки.
Исследования в области гидродинамики потоков в межтаре-
лочных пространствах позволили определить закономерности
перемещения частиц, находящихся в различных исходных по-
ложениях по высоте межтарелочного зазора. П. Г. Романков и
С. А. Плюшкин {36] вывели уравнения траектории предельно
оседающих частиц. Эти уравнения могут быть решены с по-
мощью ЭВМ, после чего предоставляется возможность графи-
ческого построения теоретических траекторий частиц. В общем
случае форма траекторий зависит от параметра X и расположе-
ния частиц по высоте межтарелочного зазора.
Эффективность процесса разделения не может быть опре-
делена лишь производительностью сепаратора, соответствую-
щей выделению заданного размерного класса частиц. В произ-
водственных условиях основной интерес представляет полнота
выделения дисперсной фазы и соотношение ее концентрации в
исходной суспензии и в фугате. При разделении полидпсперс-
ных суспензий значительное влияние на эффективность процес-
са сепарирования оказывает распределение крупности частиц
дисперсной фазы в исходном продукте. Я- Муркес {63] одним
из первых теоретически исследовал зависимости между кон-
центрацией дисперсной фазы в фугате, концентрацией этой фа-
зы в исходной суспензии, параметрами распределения крупно-
сти частиц, производительностью и эффективностью сепаратора.
Я. Муркес выполнил и экспериментальную проверку своей тео-
рии.
58
Рис. 2-4. Зависимость концентрации дисперсной фазы в фугате от плотно-
сти распределения частиц по крупности в исходной суспензии:
/ — частицы, оставшиеся в фугате; 2 — выделенные частицы
Рис. ,2-5. Графическое сопоставление конической и параболической тарелок
На рис. 2-4 наглядно показано, что принятая крупность раз-
деления dA еще не определяет содержания дисперсной фазы в
фугате, если распределение крупности частиц в исходных сус-
пензиях различно.
Муркес указывает, что общего соотношения, позволяющего с
достаточной точностью выразить кривые распределения мате-
матическим уравнением, не имеется. Вследствие этого более
целесообразно ограничиться рекомендуемым Свенссоном част-
ным случаем обобщенного уравнения Годена
c(d)t=(d/d0)n, (2.36)
где c(d)—отношение массы части исходного продукта к массе исходного
продукта, т. е. массовая фракция всего продукта, состоящая из частиц
•cd; d — диаметр частицы; d0, п— параметры, характеризующие данное
распределение крупности частиц.
После ряда теоретических выкладок и математических пре-
образований, Я. Муркес получает формулы для определения
содержания дисперсной фазы в фугате:
Сф t= ten[1/(1 + ^)] (Qcn/rSc)® при Qcn ESq, (2.37)
или
сФ=^Ссп{1 [^/(1 + b) (ESo/Qcn)!} при Qcn 5s ESo, (2.38)
где Сф и Ссп — концентрация дисперсной фазы в фугате и в суспензии с
известными параметрами b—(n/2); So — разделяемость, соответствующая
наиболее крупным частицам; Ё— разделяющая способность сепаратора Е=
=<o2zTctg a(r3max—r®min); в параметр So включен постоянный коэффициент
2л/3.
Методика оценки работы сепараторов по степени уноса в
зависимости от плотности распределения частиц в исходной
59
суспензии получила дальнейшее развитие в работах ряда ав-
торов [6, 36, 67—71]. При этом предлагается различный под-
ход к решению задачи и используются помимо уравнения Го-
дена и другие закономерности.
Традиционны для тарельчатых сепараторов тонкостенные
разделяющие элементы, имеющие формулу усеченного конуса.
Одним из направлений интенсификации процесса разделе-
ния может явиться усовершенствование конструкции пакета та-
релок ![72].
При изыскании возможности повышения эффективности ра-
боты сепараторов целесообразно использовать принцип пере-
менного межтарелочного зазора. Очевидно, что в расположен-
ную на меньшем радиусе центральную зону пакета осветляю-
щих тарелок, в которой действует минимальная центробежная
сила, поступают частицы, имеющие наименьшую скорость
осаждения. Следовательно, на этом участке межтарелочный за-
зор должен быть минимальным, чтобы эти частицы все-таки
успели выделиться на поверхность тарелки и не были унесены
потоком осветляемой жидкости. Исходя из значения индекса
производительности в этой зоне желательно иметь минималь-
но возможный угол наклона, который ограничивается лишь
соблюдением условия скольжения частиц к периферии по
внутренней стороне тарелки. На периферии тарелок, где дей-
ствует максимальная центробежная сила и имеются частицы
с высокой скоростью осаждения, зазор может быть больше,
а наклон образующей к горизонтали желательно иметь более
пологим с целью создания оптимальных условий для удаления
в шламовое пространство выделенных частиц, концентрация ко-
торых в этой зоне максимальная.
Этим требованиям удовлетворяет построение образующей
тарелки по вогнутой ветви параболы второй степени, уравнение
которой предстанет в виде
Y —г21пjn)/(r2max — r2mln)]. (2.39)
Имея в виду дальнейшее сопоставление параболической тарел-
ки с конической, обладающей определенными размерами (рис.
2-5), принимаем равными расчетные радиусы для обеих таре-
лок. Следовательно, радиусы гтах и rmin известны. Принимая
К=НТ, т. е. высоте тарелки, чему будут соответствовать усло-
вия У-—О при rx=rmin и Y=HT при rx=rmax. Для построения об-
разующей тарелки можно записать:
rx ₽= гшах + rmin 'г>
где г — текущий радиус.
Тогда У=0 при г=Гщах и У=ЯТ при r=rmin, т. е. определяется
положение кривой относительно выбранной оси, которая парал-
лельна оси параболы канонического уравнения и отстоит от нее
на расстоянии Гщах+Гпип-
При этом уравнение (2.39) принимает вид
У t=Hi [(rmax4- rmin —r)2— r2miI1]/(r2max r2min)- (2.40)
60
На основании анализа процесса разделения суспензий в
межтарелочном пространстве, образованном параболическими
тарелками [73], получена расчетная формула определения
крупности разделения, аналогичная по своей структуре формуле
Бремера, полученной для сепаратора с коническими тарелками
d'‘Kp = Д/ 18p.Q/[jiApw2a (ax2— а22)], (2.41)
где а/— а22 t= (l/c2)[(z2 — zj Д- Д/г22 Д- (р2— а)2 — Д/г/Д- (рх— а)2.
значения величин в соответствии с рис. 2-5
а ~ гтах Д” rmin» г2—г1 —
г2 *= г2тах^т/(г2тах — /’2min) > г1 ~ г2тп^т/(г2тах — Г2пйп) 1
Р2 •= Д/г2тах Ч~ г22’ Pi *= Д/г2пНп “Ь Zi2-
Эффективность разделения можно сопоставить, исходя из соот-
ношения значений, определяемых из формулы (2.28) и (2.41)
(dKKp/dnKp) «= 1,225 Д/а2 (ах2— a22)/(r3max— г3т!11) etga.
Коэффициент с полноты параболы для упрощения принимаем
равным единице.
До сих пор анализировалась первая стадия перемещения
частиц в процессе сепарирования.
Рассмотрим другие стадии движения частиц в межтарелоч-
ном пространстве. Методический подход к расчету второй ста-
дии определяется двумя основными условиями: способом обра-
зования межтарелочного зазора (планками или шипиками)
и направлением потока жидкости (к центру или к периферии).
Для сепараторов, применяемых в химической промышленности,
характерны положительная разность между плотностями дис-
персной фазы и дисперсной среды, образование межтарелочно-
го зазора радиальными планками, разделяющими поверхность
тарелки на равные секторы, и направление потока жидкости по
суживающемуся каналу от периферии к оси вращения.
Вторая стадия движения частицы (см. рис.
ется в том, что она должна после осаждения на
верхности тарелки переме-
ститься вниз к периферии в
зону выхода в шламовое
пространство.
Частица, завершившая
первую стадию движения,
находится под воздействием
Рис. 2-6. Схема сил, действую-
щих на частицу при второй ста-
дии ее перемещения в межтаре-
•точном пространстве:
° — схема распределения сил; б — схе-
ма Расположения осадка
2-2) заключа-
61
двух сил (рис. 2-6): составляющей FK центробежной силы, ко-
торая направлена по образующей к периферии тарелки и силы
Fn лобового давления потока, направленной вдоль образующей
и стремящейся вывести частицу вместе с фугатом из межтаре-
лочного пространства. При FR=Fn частица фиксируется на по-
верхности тарелки и не подвергается уносу.
Для упрощения расчетов В. Д. Сурков и Н. Н. Липатов
сравнивают не. силы, действующие на частицу, а соответствую-
щие им скорости. Первая скорость цд, которой заменяется F^
является составляющей стоксовой скорости осаждения частицы
в центробежном поле
vRt= (Ар/18р) dWrsina. (2.42)
Скорость vn частицы от лобового давления F„ определяется
из условия, что лобовое давление приложено на расстоянии от
стенки, равном половине диаметра d частицы. Режим потока
принят ламинарным [34].
Ввиду наличия на тарелках планок, окружное смещение по-
тока можно не учитывать. Исходя из параболического закона
распределения скоростей по высоте межтарелочного зазора
vn s= (3/2) (Qcnd/nrft22T). (2.43)
Принимая условие фиксации частицы г>д=ип и приравнивая
(2.42) и (2.43), можно определить максимальную производи-
тельность Qy, при которой еще отсутствует унос частиц
Qy =з (л/27) w2zTr2//2 (Apd/ji) sin а. (2.44)
Для процесса сепарирования в сужающихся каналах за ве-
личину г принимается минимальный радиус тарелки, так как
в этой зоне скорость потока наибольшая, а воздействие центро-
бежной силы, фиксирующей частицу — минимальное.
Во избежание уноса частиц производительность Qcn, опре-
деляемая для первой стадии, должна быть меньше Qy, т. е. не-
обходимо обеспечить следующее неравенство, исходя из (2.28)
и (2.44):
(г3щах min) ctg ttr2m;(/i2 sill СС. (2.45)
Для выявления, какая стадия движения частиц является
.лимитирующей применительно к конкретному сепаратору, мож-
но воспользоваться вытекающим из (2.45) соотношением:
(Q/Qy) з= [(r3niax — r3min)/r2min^2] d (ctg<X/sina). (2.46)
Сепарирование может быть стабильным лишь при непре-
рывном удалении выделенных частиц из пакета тарелок во из-
бежание постепенного увеличения скорости потока им из-за
уменьшения живого сечения межтарелочного пространства.
Условием второй стадии перемещения частиц является не-
равенство:
FK>FTp+F„, (2.47)
где Дд t= Fcsina t= (nd3/6) AptiPr sin a; FTp t= fFc cos a; Fns=3ndp.vn.
62
Исходя из (2.47), В. И. Соколов [6] применительно к рас-
сматриваемому процессу получил формулу производительности
Qc, при которой обеспечивается непрерывное удаление частиц
из зоны пакета тарелок с конкретными г и h. После некоторых
преобразований эта формула приобретает следующий вид:
Qc < [n<a2r2d2zT/i2 (sin а— f cos a) Ap]/27 [rf— 0,5 (d2//i)J p. (2.48)
Отдельные вопросы условий фиксации частиц и расчеты
второй стадии освещены и в ряде других работ [36, 41, 74].
В условиях эксплуатации недостаточная скорость удаления,
частиц может явиться причиной нарушения процесса и сниже-
ния производительности по мере продолжения сепарирования.
По литературным данным [75] при толщине осадка до 0,4 h
для выделения частиц заданных размеров требуется увеличе-
ние 2 на 20%.
При работе сепаратора принятая схема распределения
осадка по высоте межтарелочного зазора представлена на рис.
2-6. Характер распределения осадка объясняется тем, что в пе-
риферийной зоне тарелок осаждаются как основная масса наи-
более крупных частиц, так и частицы меньшего размера, всту-
пившие в процесс сепарирования при более благоприятных
условиях. Частицы, скользящие по поверхности тарелки от
центра, также увеличивают толщину слоя на периферии.
В верхней зоне остаются лишь частицы предельной гидравличе-
ской крупности и в центральной части поверхности тарелки
слой осадка считается минимальным.
В начале процесса сепарирования, пока толщина слоя осад-
ка не повышает существенно скорости потока, вторая стадия
движения частиц не оказывает видимого влияния на качество
осветления. Постепенно разделение может ухудшиться и в прак-
тике эксплуатации прибегают к снижению производительности
или (при работе на сепараторах с пульсирующей выгрузкой
осадка) к разгрузке ротора. Когда открываются разгрузочные
щели, слои жидкости в роторе резко смещаются по направле-
нию к периферии, что влечет за собой и одновременное удале-
ние большей части осадка из межтарелочных пространств.
В результате условия сепарирования улучшаются, возможно
возобновление процесса с первоначальной производительно-
стью, и создается впечатление, что причиной ухудшения освет-
ления явилось заполнение шламового пространства осадком.
В ряде же случаев оно при этом все еще не заполнено до
критического радиуса, разгрузка является преждевременной и
влечет за собой излишние потери продукта или чрезмерное
увеличение влажности осадка.
Из сказанного очевидно, что для обеспечения стабильной
эффективности работы сепаратора следует при расчете пакета
тарелок определять параметры ориентируясь не только на до-
стижение необходимой величины 2Т, определяющей производи-
тельность по первой стадии движения частицы, но и на осу-
63
ществление второй стадии. При этом скорость отвода осадка
должна быть достаточной для предотвращения образования
слоя, нарушающего процесс, так как зарастание межтарелоч-
ного пространства может быть причиной вторичного уноса.
Одним из параметров, влияющих как на первую, так и на
вторую стадии движения, является угол а.
Из формулы (2.45) следует, что снижение а, способствуя
повышению производительности, исходя из первой стадии, од-
новременно ведет к ухудшению условий фиксации частицы и,
соответственно, — к снижению скорости ее перемещения вдоль
образующей тарелки. Из формулы (2.48) видно, что при усло-
вии sina=fcosa неизбежен унос расчетной частицы при любой
производительности. Коэффициент трения f практически не за-
висит от центробежной силы. Следовательно необходимо опре-
делять оптимальное значение а, исходя из создания наиболее
благоприятных условий для обеих стадий перемещения частиц.
Отметим, что с увеличением а возрастает.и разность sin a —
—f cos a.
Анализ формулы (2.48) приводит к выводу, что при прочих
равных условиях скорость перемещения частиц вдоль образую-
щей тарелки oA=f[r2/i2(sina—fcosa)]. В традиционных кониче-
ских тарелках h и а являются постоянными величинами. Улуч-
шение условий эвакуации частиц из пакета тарелок может быть
достигнуто путем образования межтарелочного пространства,
в котором h и а переменные величины, монотонно возрастаю-
щие в направлении от центра к периферии тарелок. Практиче-
ски эти условия выполняются при использовании параболиче-
ских тарелок, которые имеют преимущество перед конически-
ми и по созданию условий для совершения первой стадии дви-
жения частиц.
Если принять vK для индивидуальной частицы, то эту ве-
личину можно определить, используя выражение (2.42) и
(2.48). Тогда средняя скорость скольжения частицы по поверх-
ности тарелки
Apd2
1)д' =s - | g- w2r (sin a — f cos a) ka, (2.49)
где k& — коэффициент, учитывающий увеличение од в результате возможно-
го образования агломератов.
Определим необходимую скорость о2 слоя осадка, исходя из
условия, что толщина его не должна превышать 0,2 h, чтобы не
требовалось ощутимого повышения величины S для выделения
частиц заданного размерного класса из-за увеличения скорости
потока в межтарелочных пространствах. Принимая расположе-
ние осадка вдоль образующей в виде треугольника, определим
среднюю скорость перемещения слоя на радиусе гср, где толщи-
на слоя будет уже 0,1 h. Тогда площадь S, занимаемая осад-
ком в одном межтарелочном пространстве, выразится как
St=0,lnrcph. (2.50)
ч64
При производительности QCn, объемной концентрации суспен-
зии, поступающей в межтарелочное пространство cv, коэффи-
циенте пористости в слое осадка еос, получаем, что в единицу
времени в межтарелочном пространстве выделяется количест-
во осадка, соответствующее выражению
Ууд=з QcncV (I + еос)- (2.51)
Тогда необходимая средняя скорость перемещения слоя
осадка по поверхности тарелок, т. е. скорость v2 перемещения
совокупности частиц, характеризующая вторую стадию сепа-
рирования, определяется из уравнения
<=[<Wiz (1 + еос)]/(0,1лгсрЛгт). (2.52)
Очевидно, что должно соблюдаться неравенство
Исследования работы некоторых типов сепараторов (для
дрожжей и других продуктов) наряду с выводами, сделанны-
ми в статье [75], позволяют установить, что влияние повыше-
ния концентрации на ухудшение сепарирования проявляется
не только в снижении стоксовой скорости, но и в увеличении
слоя осадка на тарелках и соответственно увеличении скорости
потока до величины, вероятно, вызывающей его неустойчивость
вплоть до турбулизации.
Это подтверждается анализом параметров работы дрожже-
вого сепаратора, проведенным на основании рекомендаций
фирмы «Альфа-Лаваль» по эксплуатации выпускаемых ею ма-
шин [76], выдержки из которой приведены в табл. 1.
Из табл. 1 следует, что для получения удовлетворительных
результатов сепарирования следует снижать производитель-
ность как при одинаковом содержании дрожжей в сгущенном
продукте, но при повышении концентрации их в исходной сус-
пензии, так и при равной концентрации исходного продукта,
но при увеличении содержания дрожжей в сгущенном продукте.
Эти данные подтверждают вероятность значительного сни-
жения скорости осаждения частиц при повышении концентра-
Таблица 1. Зависимость производительности дрожжевого сепаратора от пара-
метров процесса
Эксплуатационные параметры Расчетные величины
концентрация дрожжей, % сухих веществ производи- тельность по суспензии, м3'ч степень сгу- щения производительность, м3/ч
в исходной суспензии в сгущенном продукте по фугату по сгущен- ному про- дукту
3,0 18,0 58,0 6,0 47,5 9,5
3,0 22,0 48,0 7,33 41,4 6,6
6,0 18,0 38,0 3,0 25,3 12,7
6,0 22,0 32,0 3,67 23,3 8,7
5-658
65
ции среды в межтарелочных пространствах и свидетельствуют
о необходимости учитывать коэффициент стеснения Кст при
расчете производительности сепаратора.
Рассмотрим другой аспект процесса. При одинаковой исход-
ной концентрации, но повышении степени сгущения опять-таки
требуется снижение производительности.
Это означает, что без видимого вмешательства во внутрен-
ние процессы разделения в межтарелочном пространстве, усло-
вия сепарирования ухудшаются пропорционально изменению
внешних параметров, т. е. увеличению концентрации сгущенно-
го продукта, выводимого из сепаратора. Известными формула-
ми, описывающими процесс сепарирования, эта зависимость не
предусмотрена.
Аналогичные явления отмечаются и при увеличении кон-
центрации отводимого легкого компонента. Приведем пример
из области эксплуатации сепараторов в молочной промышлен-
ности. В этих машинах из молока выделяются жировые шари-
ки, которые концентрируются в межтарелочном пространстве и
выводятся из центральной зоны пакета тарелок вместе с частью
плазмы в виде сливок различной жирности. Опытом эксплуата-
ции установлено, что при получении сливок жирностью 30—
40% производительность сепаратора обычно соответствует но-
минальной. Но при повышении жирности сливок до 80—83%
производительность необходимо снижать более, чем в два ра-
за, так как по мере повышения жирности сливок увеличивается
их вязкость и возникает значительное сопротивление их отводу
из пакета тарелок в отводящих наружных каналах тарелко-
держателя, заполненных столь же вязким продуктом такой же
плотности.
Снижение производительности сепаратора при необходимо-
сти повышения концентрации тяжелой или легкой дисперсной
фазы в получаемом продукте закономерно. Это явление можно
объяснить тем, что в полостях ротора, граничащих с пакетом
тарелок, при определенных условиях возникает противодействие
свободному отводу из межтарелочного пространства выделен-
ных частиц. В этих случаях для эффективного разделения сус-
пензии недостаточно обеспечить требуемую скорость второй
стадии, а следует проанализировать значение третьей стадии
перемещения частиц. Очевидно, что недостаточная скорость
удаления частиц из пакета тарелок затормаживает перемеще-
ние слоя осадка по поверхности тарелок и условия процесса
разделения значительно ухудшаются. Таким образом имеется
зависимость между всеми тремя стадиями движения частиц и
необходимо комплексное рассмотрение условий сепарирования.
На примере сепараторов-сгустителей можно проследить яв-
ления, при которых проявляется влияние третьей стадии дви-
жения частиц на процесс в целом. Для анализа воспользуемся
схемой, представленной на рис. 2-7.
При стабилизации режима, соответствующего получению
66
Рис. 2-7. Схема к расчету сепаратора-сгустителя
концентрата требуемой плотности, в ро-
торе устанавливаются зоны, характери-
зуемые определенным содержанием дис-
персной фазы.
Степень сгущения осадка зависит в
основном от производительности и про-
пускной способности отводящей системы.
Повышение степени сгущения обычно
достигается посредством уменьшения
диаметра сопел. В общем случае для
непрерывного удаления концентрата из
сопел необходимо выполнение усло-
вия:
Рем (Гш2 — ГН2) > Рк Ош2— Гс2) Лс. (2.53)
где рем — средняя плотность жидкостной среды в роторе; гш — радиус рас-
положения в шламовом пространстве входного канала для удаления кон-
центрата; ри — плотность концентрата; гс — радиус расположения сопел;
kc — коэффициент, учитывающий гидравлическое сопротивление в отводя-
щей системе, который возрастает с увеличением длины канала, повышением
рк и уменьшением диаметра сопел.
Из неравенства (2.53) следует, что по мере увеличения сте-
пени сгущения, т. е. возрастания рк, должна соответственно по-
вышаться и плотность рсм, определяемая плотностью среды в
шламовом пространстве и плотностью суспензии в межтарелоч-
ном пространстве, которую можно считать величиной постоян-
ной. Следовательно увеличение рк может происходить лишь
при повышении плотности среды в шламовом пространстве, где
имеется градиент плотности, возрастающей по направлению к
периферии ротора. При определенных условиях плотность сре-
ды в зоне наружной кромки тарелок на радиусе гт возрастает
до такой степени, что выход осадка из пакета тарелок значи-
тельно затрудняется. В этих условиях скорость частиц, всту-
пивших в третью стадию сепарирования, снижается и умень-
шается эффективность процесса сепарирования в целом.
Необходимость учитывать третью стадию может возникнуть
применительно к любому типу сепараторов-очистителей при за-
полнении шламового пространства до предела, при котором
вблизи наружных кромок тарелок создается повышенная кон-
центрация среды. Для обеспечения нормальной работы сепа-
раторов-сгустителей необходимо считаться не только с возмож-
ностью снижения скорости частицы на третьей стадии движе-
ния, но и с опасностью нарушения схемы подачи суспензии на
сепарирование.
Если плотность среды в шламовом пространстве в зоне гт
достигает плотности дрожжевой суспензии или превышает ее,
то при этом неизбежно уменьшение потока суспензии, поступа-
ющей на разделение через щелевые каналы между тарелкодер-
5* 67
жателем и основанием ротора вплоть до образования своеоб-
разного гидрозатвора. В этом случае весь объем суспензии бу-
дет поступать в пакет тарелок через отверстия, расположенные
на радиусе гн. Так как подводящие отверстия расположены на
периферии тарелок, а слой осадка там, ввиду малой скорости
его удаления, возрастает, вихреобразование, обычно имеющее
место около отверстий, приобретает более интенсивный харак-
тер. Это способствует дополнительному размыванию осадка и
уносу частиц с потоком жидкости в центральную часть таре-
лок. Не исключено, что уменьшение радиуса расположения от-
верстий, т. е. перенос места подачи суспензии в зону меньшей
толщины слоя осадка, может улучшить условия процесса раз-
деления, несмотря на видимое снижение величины Е ввиду
уменьшения rmax.
Скорость и3 частицы на третьей стадии перемещения (см.
рис. 2-7) можно определить, исходя из следующей расчетной
схемы. Отводящие каналы и шламовое пространство являются
сообщающимися сосудами, причем обычно гс = гт. Концентра-
ция сс сгущенного продукта на радиусе гс прямо пропорцио-
нальна концентрации среды в шламовом пространстве, в кото-
ром она возрастает от ст(гт) до Сш(гш). Можно записать ст =
=kccc, где kc — коэффициент пропорциональности, который за-
висит от градиента концентрации в шламовом пространстве и
может быть принят в пределах 0,6...0,8. Тогда v3 можно опре-
делить как скорость стесненного осаждения в среде с концент-
рацией на границе тарелок, равной kccc. Величина сс в экс-
плуатационных условиях всегда известна. Принимая формулу
(2.34), получаем
v3 s=(Apd2/18ji) м2гт(1 — 2,5/гссс)/гд, (2.54)
где k„ — коэффициент, равный 1,2,..1,5, который вводится в формулу Ля-
щенко при с>0,25. При гс<гт в формулу вводится соответствующая кор-
ректировка.
Для того, чтобы не было торможения движения осадка в
межтарелочном пространстве, необходимо v3Z>v2-
Процесс разделения суспензий в межтарелочных простран-
ствах сепараторов-сгустителей (сопловых) происходит анало-
гично процессу, осуществляемому в сепараторах-очистителях.
Однако к понятию производительности сопловых сепараторов,
в которых определяющим фактором является не только сте-
пень осветления фугата, но также и количество концентрата и
степень сгущения дисперсной фазы, существует несколько сво-
еобразный подход. При работе сепараторов-очистителей прак-
тически весь объем суспензии проходит через пакет тарелок.
В сепараторах-сгустителях значительное количество жидкого
компонента выходит через сопла в виде концентрата, доля ко-
торого от исходной суспензии определяет степень сгущения
твердой фазы. Вследствие этого, исходя из условий материаль-
ного баланса, фактическая производительность сепаратора-сгу-
68
стителя выражается уравнением [77]:
Qcn —(2.55)
где Q — количество фугата; QK — количество концентрата, выходящего че-
рез сопла.
При дальнейших расчетах принято, что содержание дисперс-
ной фазы в фугате настолько мало, что им можно пренебречь.
Это допущение оправдано практикой эксплуатации сепарато-
ров-сгустителей для дрожжевых суспензий. Количество дрож-
жевых клеток в фугате в поле зрения микроскопа составляет
всего 3—6 шт., что соответствует 0,05% от их содержания в ис-
ходной суспензии.
При заданной степени сгущения Ксг дисперсной фазы и
практически полностью осветленном фугате количество фугата
определяется по формуле (2.56). При определении фактиче-
ской производительности сепаратора, работающего в схеме с
рециркуляцией, количество рециркулята должно вычитаться из
полной пропускной способности сопел и для общего случая
уравнение (2.56) приобретает вид (2.57):
Q^(Kcr—1)QK (2.56) Q^(Kcr-l)(l-mp)Qc, (2.57)
Количество фугата как и при расчетах сепараторов-очисти-
телей может быть определено по формуле (2.28)
Q <= £эф-0,116^ ctg a (r3max — r3min) (Др/fl) d2. (2.58)
В уравнении (2.57) тр — коэффициент рециркуляции
mP —<2p/Qc, (2.59)
где Qp — количество концентрата, возвращаемого в сепаратор в качестве
рециркулята; Qc — пропускная способность сопел, определяемая из уравне-
ния:
Qc = lkfc“ Т/re2— г02, (2.60)
где рс •— коэффициент истечения жидкости из сопел; Fc — общая площадь
живого сечения комплекта сопел. Очевидно, что при отсутствии рециркуля-
ции Qc = QK.
Так как наиболее существенным отличием сепараторов-сгу-
стителей является наличие сопловых устройств для вывода кон-
центрата, то основная особенность расчета заключается в оп-
ределении числа сопел, их живого сечения и расположения вы-
ходных каналов в зависимости от производительности сепара-
тора и требуемой степени сгущения. Соотношение этих пара-
метров можно найти следующим путем.
Приравнивая правые части уравнений (2.57) и (2.58) и под-
ставляя значение Qc из уравнения (2.60), получаем расчетное
уравнение, позволяющее определить ^требуемые параметры кон-
струкции или характеристику процесса:
£эф0,116co2zT ctga (r3max — r3min) (Др/р) d2 = (Ксг— 0 X
X (1 — /Пр)• pc^c<u W — г02. (2.61)
69
Исходя из этого уравнения, суммарное живое сечение комплек-
та сопел
0,116согт ctg a (r3max— rsm|n) Др<Р ]
. (ДГсг— 1) (1 — mp) V'’c2— ГО2 ВсР J
(2.62)
Из уравнения (,2.61) можно также определить степень сгу-
щения при прочих заданных параметрах или необходимый ко-
эффициент рециркуляции для получения требуемого сгущения,
а также рассчитать конструктивные параметры.
Для расчета условий рециркуляции в сопловых сепарато-
рах необходимо исходить из уравнения:
Гш2 (Рр — Ре) > Гр2Рр — г02Рс. (2.63)
где гш — радиус расположения устья каналов подвода рециркулята; гр —
радиус расположения ввода рециркулята; рр — плотность рециркулята;
рс — средняя плотность основного продукта в роторе.
Следует отметить особенности расчета сепараторов с на-
клонными каналами типа дрожжевых. В работе [77] указано,
что расположение устья выводных каналов сопел на радиусе,
меньше, чем расчетный радиус тарелок, вызывает ухудшение
процесса сепарирования. В другой работе [78] отмечено, что
устья каналов отвода дрожжевого концентрата располагаются
в зоне, соответствующей максимальному диаметру тарелок. Мы
также экспериментально установили, что по мере уменьшения
радиуса расположения отводящих сопел до радиуса располо-
жения отверстий в тарелках качество сепарирования не изме-
няется, но при дальнейшем приближении устья отводящих ка-
налов к оси вращения наблюдается повышение уноса, дрожже-
вых клеток при сохранении степени сгущения. Следовательно,
возможность уменьшения гс с целью повышения степени сгу-
щения и снижения энергозатрат на отвод концентрата имеет
определенные пределы и наиболее удовлетворительным' являет-
ся равенство rQ = rT^rmav.-
Известно, что г0 должен быть меньше rmin, но при расчетах
по формуле (2.62) их можно приравнять, причем ошибка при
вычислении составит не более 4 %.
Учитывая, что в сепараторах с наклонными каналами ре-
циркуляция обычно не применяется, следует считать, что
тр=0.
Тогда применительно к дрожжевым сепараторам формулу
(2.62) можно представить в виде:
, 0,116а>гт ctg aApd2 r3max —z^min
с-ДР^^Ф M*cr-l)H
(2.64)
Уравнение (2.56) определяет связь между основными пара-
метрами, обусловливающими эффективность работы сопловых
сепараторов. Ввиду того, что производительность по фугату ли-
митируется конструктивными факторами и разделяемостью сус-
пензии и при создании конструкций новых машин обеспечива-
70
ется ее максимальное значение, можно считать, что (КСг—
— l)QK=const для данного типоразмера сепаратора. Действи-
тельно, степень сгущения КСг обратно пропорциональна про-
пускной способности сопел Qc- Наиболее эффективный способ
повышения концентрации дисперсной фазы — уменьшение диа-
метра сопел, но возможность их забивания осадком при этом
быстро возрастает. До настоящего времени наиболее радикаль-
ным способом устранения противоречий между требованиями
повышения степени сгущения и увеличения времени непрерыв-
ной работы сепаратора является повышение коэффициента ре-
циркуляции, который, однако, ограничивается конструктивными
особенностями сепаратора и энергозатратами, необходимыми
для транспортирования части концентрата на рециркуляцию.
Разделение эмульсий
Сепараторы для разделения эмульсий имеют в химиче-
ской и смежных с нею отраслях промышленности меньшее рас-
пространение. По признаку разделения, характеру движущей
силы процесс сепарирования эмульсий аналогичен процессу
разделения суспензий и подчиняется тем же закономерностям,
однако при расчетах сепараторов для разделения эмульсий час-
то возникают осложнения, связанные с природой образования
этой гетерогенной системы. В первую очередь речь может идти
об определении фактической разделяемости эмульсий в центро-
бежном поле конкретной напряженности. В зависимости от на-
личия и характера стабилизаторов в эмульсии глобулы дис-
персной фазы могут изменять свои размеры и агрегатироваться
либо измельчаться при механическом или физическом воздей-
ствии на среду. Так, перекачка среды центробежным насосом
вместо шестеренного или винтового может привести к образова-
нию столь устойчивых эмульсий, что разделение их на сепара-
торе становится невозможным или малоэффективным. Даже
удара струи о стенки тарелкодержателя бывает достаточно,
чтобы разделяемость резко снизилась. В этих случаях качество
сепарирования улучшается при уменьшении частоты вращения
ротора в результате ослабления удара и уменьшения степени
диспергирования при подаче жидкости в ротор. С другой сто-
роны, при изменении температуры, добавлении поверхностно-ак-
тивных веществ, возникновении гальванических пар при пода-
че эмульсий на сепарирование или в процессе ее разделения мо-
жет произойти укрупнение глобул, что улучшает условия раз-
деления.
При сепарировании высокодисперсных эмульсий приходит-
ся значительно больше, чем при разделении суспензий, счи-
таться с возможностью возникновения броуновского движения,
ограничивающего предела сепарирования. Например, сепариро-
вание охлаждающих эмульсий фольгопрокатных станов эффек-
тивно лишь при введении деэмульгаторов при температуре око-
71
Рис. 2-8. Схема ротора сепаратора-разделителя
ло 80...90°C, но разделение их после
этого возможно лишь после охлаждения
до 40.. .50 °C для снижения влияния бро-
уновского движения.
Вследствие указанных особенностей,
обычно принятые методы определения
разделяемости суспензий не всегда ока-
зываются достаточно достоверными при-
менительно к эмульсиям.
На рис. 2-8 представлена наиболее
распространенная схема ротора, исполь-
зуемая применительно к сепараторам-
разделителям для сепарирования эмуль-
сий. Разделение эмульсий происходит в
основном в пакете тарелок с отверстия-
ми, расположение которых зависит от
объемного соотношения тяжелого и лег-
кого компонентов. Между пакетом ра-
бочих тарелок и крышкой ротора разме-
щается разделительная тарелка с ребрами и горловиной. В се-
параторах открытого типа на крышке устанавливается регу-
лировочный элемент, выполненный обычно в виде так называе-
мой регулировочной шайбы, имеющей различный внутренний
диаметр. В некоторых конструкциях регулировочный элемент
в виде полого винта размещается в горловине разделительной
тарелки.
Разделение эмульсий происходит по следующей схеме. Пе-
ред началом сепарирования в ротор подают воду для образо-
вания гидрозатвора в количестве, необходимом для того, чтобы
радиус свободной поверхности жидкости был меньше наружного
радиуса гр разделительной тарелки, но больше радиуса гн
расположения отверстий в тарелках. Гидрозатвор предназначен
для предотвращения проникновения легкого компонента за пре-
делы наружной кромки разделительной тарелки. Если сепари-
рованию подвергается не водная эмульсия, а среда, содержа-
щая какой-либо другой тяжелый компонент, например, кислый
гудрон или серную кислоту, то для образования «гидрозатво-
ра» используют соответственно тяжелый компонент, содержа-
щийся в данной эмульсии.
После образования гидрозатвора в ротор подают эмульсию,
которая поступая в пакет через отверстия, распределяется по
межтарелочным пространствам. Выделенный тяжелый жидкий
компонент перемещается к периферии и по каналам, образо-
ванным ребрами разделительной тарелки, отводится из ротора
через отверстие гравитационной шайбы или другим способом.
При наличии в системе осадка, он, как и при разделении сус-
пензий, перемещается по нижней поверхности тарелки к ее пе-
72
риферии, сбрасывается в шламовое пространство и выводится
из него либо непрерывно через сопла, либо периодически при
открывании разгрузочных щелей. Отделенный легкий компо-
нент, лишенный возможности проникнуть к периферии из-за
наличия гидрозатвора, оттесняется к центру, поднимается по
каналам, образованным наружными ребрами тарелкодержателя
и по внутренней поверхности горловины разделительной тарел-
ки отводится из ротора с помощью напорного диска или сво-
бодно сливается через отверстия в горловине разделительной
тарелки.
Эффективность работы сепаратора зависит от правильного
подбора геометрических параметров тарелок и отводящих уст-
ройств в зависимости от соотношения объемов и плотностей
компонентов эмульсии.
Если ротор заполнить эмульсией и прекратить ее подачу,
то через некоторое время в роторе установятся два слоя —
тяжелого и легкого компонентов, граница между которыми бу-
дет иметь форму цилиндра и расположение ее определится со-
отношением объемов компонентов и радиусами расположения
отводящих устройств. Установившаяся цилиндрическая поверх-
ность может быть названа поверхностью раздела фаз или зо-
ной нейтрального слоя. Для более эффективного разделения
эмульсию следует вводить в пакет тарелок через отверстия,
расположенные на радиусе, соответствующем нейтральному
слою. При этом создаются наиболее благоприятные условия
для поступления в расчетные участки тарелок тяжелого и лег-
кого компонентов при непрерывной подаче продукта в ротор.
Соответственно, радиус гн расположения отверстий в тарел-
ках может быть определен (см. рис. 2-8) из формулы:
(г2тах— Гн2)/(г2н— г2тах) *= Ут/^л> (2.65)
где VilVn — соотношение тяжелого и легкого компонентов в эмульсии.
Рассматривая ротор, как систему сообщающихся сосудов,
и принимая гидростатическое давление жидкости рж=
= (рсо2/2) (r2i—г22) можно записать:
Рт (Гн2 — г2тяж) t= рл (гн2 — Гл2). (2.66)
где рт и рл — плотность тяжелого и легкого компонентов.
Исходя из равенства давлений на границе нейтрального
слоя, можно также получить зависимость:
Рт (г2р — г2тяж) t= рсм (гр2— Гл2), (2.67)
где рсм — плотность смеси в пространстве под разделительной тарелкой,
ограниченном радиусами гр и гл-
Сепараторы обычно применяют для обработки эмульсий
трудно поддающихся разделению, например, ловушечных неф-
тяных эмульсий. В этих случаях необходимо ввести жидкость в
зону максимального действия центробежной силы, чтобы по
возможности разрушить эмульсию перед окончательным выде-
лением водной (или иной) фазы из легкой дисперсионной сре-
73
ды в межтарелочных пространствах. Для этого возможно при-
менение пакета тарелок без отверстий и ввод эмульсии в зону
между наружными кромками рабочих и разделительной таре-
лок. При этом разность гр—rmax должна быть достаточна, чтобы
не нарушить гидрозатвор струей подаваемой жидкости.
Если используется схема разделения с тарелками без отвер-
стий, то в формуле (2.66) вместо гн подставляют значение гт.
В любом случае радиус отвода легкого компонента должен
быть меньше внутреннего радиуса г1 отбортовки тарелки во из-
бежание дополнительного нарушения равномерности загрузки
поверхности тарелок.
В производственных условиях эмульсии редко имеют ста-
бильные свойства, обычно в таких-то пределах изменяются со-
отношения компонентов и плотность эмульсии, что влечет за
собой изменение рсм. Поэтому для сохранения нейтрального
слоя в пределах расположения отверстий в тарелках необходи-
мо, исходя из уравнений (2.66 и (2.67), иметь возможность
изменять Гтяж или гл. Это достигается установкой в роторе ре-
гулировочных устройств различной конструкции. В сепараторах
открытого типа применяют набор гравитационных шайб с раз-
личными внутренними диаметрами. Диапазон размеров шайб
определяют предварительным расчетом, при котором учитыва-
ют возможные изменения свойств эмульсии. Гравитационные
шайбы устанавливают на отводе тяжелого компонента для из-
менения Гтяж- Реже применяют радиально расположенные по-
лые винты или вертикальные винты с эксцентричным располо-
жением канала в них. При малом содержании легкого компо-
нента регулировочное устройство размещают в горловине раз-
делительной тарелки и в этом случае изменяется гл.
При использовании сепараторов-разделителей полузакрыто-
го типа, один или оба жидких компонента отводят из сепара-
тора под давлением, создаваемым напорным диском. При этом
соотношение отводимых компонентов и, косвенно, радиус выво-
да их из ротора регулируют с помощью дросселей, создающих
противодавление в отводящих коммуникациях. Расчетный ради-
ус отвода того или иного компонента подставляют в формулу
определения давления, создаваемого напорным диском, напри-
мер [68]
Рж *= (ртИ>2/2) (2г2тяж— Г2пер) Чг, (2.68)
где Гпер — радиус перелива напорной камеры, в которой размещен напор-
ный диск, отводящий в данном случае тяжелый компонент; i]r — гидравли-
ческий к. п. д. напорного диска.
С учетом гидравлических сопротивлений в отводящей ком-
муникации данного напорного диска определяют манометриче-
ское давление, которое и устанавливают с помощью дросселя,
размещенного непосредственно за манометром. Диапазон воз-
можного изменения гТЯж или гл зависит от разности диаметров
напорного диска и переливной кромки напорной камеры.
74
Расчет сепараторов, предназначенных для концентрирова-
ния дисперсной фазы в одном из жидких компонентов обычно
упрощают по сравнению с расчетом процесса разделения эмуль-
сии. Как правило, в этих случаях возможно более точное оп-
ределение гидравлической крупности концентрируемых частиц,
например, глобул каучука в латексе. Кроме этого, отпадает не-
обходимость в установке разделительной тарелки с выступаю-
щими бортами для образования гидрозатвора и наружный диа-
метр разделительной тарелки такой же, как и у рабочих таре-
лок.
Уравнения (2.66) и (2.67) не учитывают особенностей гидро-
динамики внутренних потоков, но могут с достаточной точно-
стью применяться для предварительных расчетов и в произ-
водственных условиях с учетом поправок, вносимых практикой
эксплуатации.
Для более точного расчета следует принимать во внимание
в основном проскальзывание жидкости относительно поверх-
ностей деталей ротора, с которыми контактируют поступающая
эмульсия и отводимые компоненты.
В ряде исследований [j79, 80, 81] предпринята попытка
учесть влияние числа отверстий в тарелках, гидравлических со-
противлений между тарелками, изменения профиля потока в
зависимости от величины К, а также толщины слоя отводимо-
го потока на радиус расположения регулировочных устройств.
Однако эти аналитические исследования принимают во внима-
ние лишь граничные условия задачи, т. е. факторы, влияющие
на распределение компонентов внутри межтарелочных прост-
ранств и давление, определяющее скорость потоков при их уда-
лении из ротора. При выводе расчетных формул игнорируют
влияние ребер разделительной тарелки, играющих роль насо-
са при отводе тяжелого компонента и наружных ребер тарелко-
держателя, образующих каналы, по которым перемещается лег-
кий компонент.
Между тем, закрутка жидкости, вызываемая этими ребра-
ми, оказывает основное влияние на давление в соответствующих
участках отвода компонентов и на скорость их оттока по на-
правлению к отводящим устройствам. Уменьшение длины ре-
бер или местное сокращение их высоты резко изменяет соот-
ношение отводимых компонентов. Прием изменения конфигура-
ции ребер или их величины широко используют в практике,
когда по конструктивным соображениям сложно выполнить со-
отношение параметров в соответствии с формулами (2.66) и
(2.67) и требуется корректировка процесса для удержания нейт-
рального слоя на радиусе гн. Вследствие этого, использование
предлагаемых новых формул взамен элементарных зависимостей
может быть рекомендовано лишь при условии, что они учитыва-
ют роль отводящих каналов и возможность образования свое-
образного гидравлического затвора в результате интенсивного
проскальзывания жидкости в зонах снижения высоты ребер.
75
При расчете сепараторов-разделителей прежде всего необ-
ходимо выяснить, какой из компонентов является дисперсион-
ной средой, а какой — дисперсной фазой. Соответственно опре-
деляется и расчетный участок тарелки. Если, например, дис-
персной фазой водомасляной эмульсии являются глобулы во-
ды, то за расчетный участок принимают центральную зону та-
релок и формула (2.29) приобретает вид:
2Т «= 2/3 (л/g) o2zT ctg a (r3H — r3min), (2.69)
Если же требуется в качестве дисперсной фазы выделить
более легкий компонент, то используют периферийный участок
тарелки и расчет ведут по формуле:
2/3 ctg“ ОЛпах— г3н)- (2.70)
Радиус разделительной тарелки и расположение отводящих
устройств для легкого и тяжелого жидких компонентов опреде-
ляют по формулам (2.66) и (2.67).
Глава 3
Центробежное фильтрование
в центрифугах периодического действия
Центробежное фильтрование может протекать с образова-
нием или без образования осадка на фильтрующей перегородке.
Все центрифуги, используемые в химических производствах,
работают в режиме фильтрования с образованием осадка.
В центрифугах периодического действия обычно разделяют
суспензию малой (5...10%) и средней (10...30%) концентрации
(по объему) с размером частиц твердой фазы от 10 до 200...
300 мкм. Применение фильтрующих центрифуг периодического
действия более эффективно, когда требуется получить осадок
наименьшей влажности и хорошо промытый.
Процесс центробежного фильтрования в центрифугах перио-
дического действия подразделяют на три периода [6]. По на-
шим представлениям первый период — фильтрование с обра-
зованием и формированием осадка — может в свою очередь
иметь две или три стадии в зависимости от условий проведения
процесса. Окончательное формирование осадка происходит на
последней стадии {1]. Второй период — радиальное движение
условной поверхности раздела (безнапорное фильтрование) и
частичное стекание пленочной жидкости. Третий период — уда-
ление из осадка влаги, удерживаемой капиллярными силами.
Когда в ротор загружают суспензию высокой концентрации,
первый период может отсутствовать.
Довольно часто разделение суспензии проходит без третье-
го периода или без последней его стадии [82].
76
В литературе встречаются и другие представления о деле-
нии процесса центробежного фильтрования на периоды и ста-
дии [83, 84].
В настоящей главе рассмотрен первый период центробежно-
го фильтрования, который в общем сходен с обычным фильтро-
ванием с образованием осадка, и к нему могут быть примене-
ны исходные дифференциальные уравнения, характеризующие
этот процесс. Однако следует учитывать, что в центрифугах,
в отличие от фильтров, движущей силой является гидростати-
ческое давление вращающейся жидкости, осадок и фильтрую-
щая перегородка имеют значительную кривизну, площадь по-
верхности фильтрования изменяется вдоль радиуса, а уплотне-
ние осадка обусловливается действием не только давления
жидкости, но и массовых сил скелета осадка.
Осадок, образующийся в роторе фильтрующей центрифуги,
представляет собой пористую среду, структура которой опреде-
ляется такими параметрами, как пористость, удельная поверх-
ность и дисперсионный состав твердой фазы. Кроме того, на
структуру осадка влияют физико-химические факторы: сте-
пень коагуляции или пептизации твердых частиц суспензии, со-
держание в ней смолистых и коллоидных примесей, закупори-
вающих поры, электрокинетический потенциал на границе раз-
дела фаз, наличие сольватной оболочки на твердых частицах.
Действие физико-химических факторов усиливается при повы-
шении дисперсности твердой фазы и становится особенно за-
метным для осадков с частицами размером менее 10 мкм
[85, 86].
Первый период центробежного фильтрования в центрифугах
периодического действия зависит от условий проведения про-
цесса разделения суспензии. Центробежное фильтрование мо-
жет протекать при постоянной разности давлений, постоянной
скорости (по фильтрату), постоянных разности давлений и ско-
рости, а также при переменных разности давлений и скорости,
в том числе при постоянном расходе суспензии или при за-
данном законе изменения расхода суспензии.
Независимо от того при каком режиме проводится центро-
бежное фильтрование суспензии в первом периоде, этот про-
цесс можно рассматривать как два процесса, протекающих од-
новременно: процесс течения жидкости через слой пористой
среды и процесс увеличения толщины этого слоя вследствие вы-
деления из суспензии все новых частиц твердой фазы в осадок.
Когда при разделении суспензии образуется сжимаемый осадок,
одновременно проходит еще третий процесс — уплотнение осад-
ка. Строго говоря, уплотняется и практически несжимаемый
осадок, так как каждый вновь образующийся элементарный
слой осадка в начальный момент представляет собой пористую
среду с весьма рыхлой и неустойчивой укладкой, которая ста-
билизируется под действием внешних сил лишь по истечении
некоторого времени. Таким образом, осадок приобретает опре-
77
деленные устойчивые свойства не сразу, а через некоторое вре-
мя, зависящее от реологических свойств осадка и разности
плотностей фаз. С ростом толщины слоя осадка возрастает его
сопротивление. Это обусловливает уменьшение скорости цент-
робежного фильтрования при постоянной разности давлений
или возрастание разности давлений при фильтровании с посто-
янной скоростью.
Для вывода основного уравнения центробежного фильтрова-
ния с образованием осадка принимают следующие допуще-
ния:
а) течение жидкости через поры осадка радиальное и ла-
минарное;
б) приростом гидростатического давления в результате из-
менения кинетической энергии жидкости при ее движении в
радиальном направлении пренебрегают ввиду малого значения
отношения толщины слоя осадка к радиусу ротора;
в) силой тяжести пренебрегают;
г) сопротивление фильтрующей перегородки в процессе
фильтрования с образованием осадка остается неизменным.
Предполагают также, что все коаксиальные слои жидкости
над осадком вращаются с постоянной частотой, равной часто-
те вращения ротора. Условия возникновения послойного про-
скальзывания жидкости над фильтрующей средой, характерно-
го для ламинарного режима течения, подробно рассмотрены
Г. Б. Векслером [87].
Поскольку непосредственное интегрирование уравнений
Навье — Стокса вследствие сложности и неопределенности фор-
мы порового пространства в пористых средах невозможно, то
еще в прошлом веке Н. Е. Жуковский предложил ввести в урав-
нение Эйлера условную массовую силу сопротивления, колли-
неарную скорости фильтрования и в первом приближении вы-
числяемую из линейного закона Дарси. С использованием фик-
тивных сил Жуковского в работе [88] рассмотрен случай цент-
робежного фильтрования жидкости через слой осадка. Ана-
лиз, проведенный авторами цитируемой работы, показал, что
при 2(op»/|Lieoc'av ср< 1 влияние кориолисовых сил, а при
pxv/iiE20croa.v сР<1 влияние конвективной части сил инерции
пренебрежимо мало. В практике промышленного центрифугиро-
вания указанные условия обычно удовлетворяются.
С учетом перечисленных допущений и результатов упомяну-
того анализа получено следующее дифференциальное уравне-
ние процесса центробежного фильтрования с образованием
осадка
грт
(1/Дрт) (dV/dt) =: [W2 (грт2— r0«)]/2v Uav (dr/r) + ₽1. (3.1)
гос
Чтобы проинтегрировать уравнение (3.1) для общего случая
сжимаемых осадков, необходимо иметь экспериментально по-
78
Щученную зависимость удельного сопротивления осадка от ра-
диуса для любого момента времени. Для практически несжи-
маемых осадков можно принять, что аг = ауСр. Подставив зна-
чение a.v в уравнение (3.1), получим основное уравнение цент-
робежного фильтрования несжимаемого осадка на несжимаемой
фильтрующей перегородке
(1/^рт) (dV/dT) ~ [ш2 (грт2— r02)]/2v [гРт“Гср In (грт/гОс) + ₽] • (3-2)
Прежде чем это уравнение может быть проинтегрировано, не-
обходимо установить связь между внутренним радиусом осад-
ка Гос и объемом фильтрата V или объемом суспензии ЕспДля
любого момента времени, а также задаться условиями проте-
кания процесса центробежного фильтрования. Для этого внача-
ле выразим In (грт/roc) через объем осадка Уос:
In (грт/Гос) 1=4 1/2 In [1 (Voc/iWpT2L)J. (3-3)
Для облегчения дальнейшего анализа уравнения (3.2) це-
лесообразно упростить выражение (3.3). Для этого разложим
в бесконечный ряд правую часть равенства (3.3) и ограничим-
ся только первым членом ряда. В результате находим
(1/Дрт) (dV/dx) t= [со2 (грт2— Го2)]/^ [ссрер (Иос/Дрт) 4- РЬ (3-4)
Обозначим (ю^рт^рт/гагср) —Л; (рДРт/аГср) =В; л(г2рт—r20)L=
= V3, тогда уравнение (3.4) примет вид
(dV/dx) ^=ЛК3/(ГОС + Й). (3.5)
Практически во всех литературных источниках при описа-
нии центробежного фильтрования и обычного фильтрования
прнимают пропорциональность объемов осадка и фильтрата,
т. е.
(3.6).
Эта предпосылка эквивалентна допущению того, что при
фильтровании расслаивание суспензии не происходит.
Для фильтрования, которое проводят в поле действия сил
тяжести, допущение об отсутствии расслаивания суспензии в
большинстве практических случаев можно считать справедли-
вым. Для центробежного фильтрования, которое сопровожда-
ется интенсивным осаждением твердой фазы, указанное допу-
щение можно принимать только для тех случаев, когда раз-
ность плотностей твердой и жидкой фаз суспензии незначи-
тельна.
В общем случае скорость накопления осадка может быть
выражена следующим образом [89]:
(dVoc/dx) е= CjV -{-С2иОсж- (3-7)
где Ci и С2 — постоянные коэффициенты.
Если разность плотностей твердой и жидкой фаз суспензии
более 0,2 кг/дм3, скорость накопления осадка в роторе опреде-
ляет главным образом второе слагаемое правой части уравне-
79
ния (3.7). При этом можно приближенно принять, что прира-'
щение объема осадка пропорционально приращению объема
твердой фазы, вносимой в ротор суспензией. Эта предпосылка!
эквивалентна допущению, что при центробежном фильтрова-j
нии суспензия расслаивается практически мгновенно:
Voc^^i^cn- (3-8)
При этом допущении приращение осадка за время dx соста-
вит dVoc= [QcnCv/(l—eOc)]f/t или, принимая во внимание, что
Qcndx=dVCn, получим уравнение (3.9).
Сопоставив выражения (3.8) и (3.9), получим (3.10)
^Voc kV/O eoc)]^Vcn (3-9) —Бос)* (3.10)
В дальнейшем, учитывая большие центростремительные ус-
корения, при которых происходит разделение суспензий в цент-
рифуге, будем пользоваться соотношением (3.8).
3.1. Фильтрование в режиме постоянной
производительности по суспензии
В практике промышленного применения фильтрующих
центрифуг периодического действия наиболее широкое рас-
пространение получили способы центрифугирования при посто-
янной производительности по суспензии или при заданном за-
коне изменения производительности по суспензии. Когда сус-
пензию подают в ротор с помощью центробежного насоса, про-
изводительность подачи остается постоянной в течение всего
периода загрузки ротора осадком. Если же разделению под-
вергается порция суспензии, которая поступает в ротор цент-
• рифуги самотеком из напорной емкости, то производительность
по суспензии изменяется по зависимости:
<2cnt=Qcn0—kx, (3.11)
где Qcir0—максимальная производительность в начале операции загруз-
ки, м3/с; k — опытный коэффициент, зависящий от конструкции и размеров
сосуда, из которого подают суспензию, а также от сопротивления трубо-
проводов.
Возможны и другие законы изменения производительности
по суспензии, однако наиболее вероятным для промышленной
практики следует считать зависимость, выраженную уравнени-
ем (3.11).
Объем суспензии, поступившей в ротор за время т,
X X
Ven У Qcn^T е= У (Qcn0— ^Т) dx е= Qcn0T — (^/2) X,
о о
тогда объем загрузки в роторе к моменту времени т составит
V3t= Усп— V*= (1/2) (2QCn0T-йт2 —2V).
(3.12)
80
Рассмотрим условия протекания процесса центробежного
фильтрования для быстро расслаивающихся суспензий, когда
Кос^ (uyt/2) (2QCn0 —kx). (3.13)
Подставляя значение V3 из выражения (3.12) и Уос из со-
отношения (3.13) в уравнение (3.5), получим дифференциаль-
ное уравнение процесса центробежного фильтрования быстро
расслаивающихся суспензий при заданном законе изменения
расхода суспензии
[dV/dx) *= [A (2Qcn х— kx2— 2V)lA«i (2Qcn0T — kx2) 4- 2В]. (3.14)
Интегрирование этого уравнения в пределах от 0 до т и от
О до V приводит к зависимости
г (2<2сп х— kx2) dx
V~А‘т J [«д (2Qc„0x — Лт2) 4-2ВП<"» (3‘ 15>
о
где
t *= [(“1т<2сп0— А) х 4- 2Bm]/[(w1znQcno 4- А) х 4- 2Вт];
т = А/У«12<22СП() 4- 2urkB.
При k, отличном от нуля, производительность по фильтрату
вследствие уменьшения расхода суспензии с течением времени
также уменьшается. Графики функции V=f(x) (рис. 3-1), по-
строенные по данным, полученным в результате численного ин-
тегрирования уравнения (3.15) с помощью ЭВМ, отклоняются
от линейной зависимости и не имеют асимптот. Эти графики
имеют точки перегиба, однако найти их аналитическим путем
не представляется возможным.
При k=0 выражение (3.15) приводится к виду
т
v «= [AQcn/(U1QcnT 4- B)m4 f («iQcn-с + B)ml-1 Xdx. (3.16)
b
Выполнив интегрирование в указанных пределах, получаем
V => [AQcn/( А 4- WjQcn)] {[т— (В/А) 4- (В/A)] [В/(иг<2спт 4- В)рч), (3.17)
где т1=А/м1<2сп-
Дифференцируя уравнение (3.17) по т, находим выражение
для производительности по фильтрату
Q *= И<2сп/(А 4- w1Qcn)] {1 — [B/(«iQcn т + В)Г1+1). (3.18)
Точные решения уравнений (3.17) и (3.18) обнаруживают во
вторых членах зависимость скорости фильтрования от времени.
При этом, как показывают проведенные исследования, вторые
члены с течением времени заметно убывают и стремятся к ну-
лю. Это обстоятельство становится более очевидным, если при-
нять во внимание, что правильная эксплуатация современных
промышленных фильтрующих центрифуг с характерным для
6 -658
81
Рис. 3-1. Зависимость объема фильт-
рата от времени центрифугирования:
1 — £=0; 2 —£=1-10-'; 3 — £=3-10-*; 4 —
£=6-10-'; 5 —£=10-10-'
них высоким фактором разделе-
ния предусматривает применение
фильтрующих перегородок с от-
носительно малым сопротивлени-
ем [90].
При решении практических
задач необходимую точность тех-
нологических расчетов обеспечи-
вает приближенная зависимость,
в качестве которой примем урав-
нение асимптоты кривой У=[(т).
Уравнение асимптоты кривой,
описанной уравнением (3.17),
имеет вид (3.19), a Qoi выража-
ется зависимостью (3.20)
V t= Q01 (т—т01) (3.19);
Qoi = ЛСсп/(Л 4- uiQcn) • (3.20)
Асимптота лежит ниже кривой и отсекает на оси абсцисс
отрезок, равный xoi—B/A. Следовательно, режим центробежно-
го фильтрования при подаче суспензии с постоянным расходом
асимптотически приближается к режиму постоянной скорости.
Раскроем выражение для тм:
T01t=(BM)t=(₽v/ffFr').
Для промышленной центрифуги, например - ФМБ-633К-02,
при р = 5-105 1/м; Fr' = 770; v=10-6m2/c toi составляет менее 7 с.
При столь незначительных величинах toi можно принять
тг01«0. Тогда уравнения (3.19) и (3.20) приводятся к виду:
Vr=Q01T и Qt=QM.
Опытная проверка подтвердила наличие таких зависимо-
стей для слабо сжимаемых осадков (рис. 3-2 и 3-3).
Время подачи суспензии на центрифугу определяется в со-
ответствии с уравнением
тпч (В/4)-{- (ЛИ3— BQcn)/UiQoiQcn- (3.21)
Средняя производительность центрифуги по фильтрату за
период загрузки ротора составит
Qcp «= (Vi/Тз) => Q01 ((ЛфосУж — <2спб)/(ЛфосТж — QojS)]• (3.22)
где Vi — объем фильтрата, образованный за время т3 заполнения ротора
осадком.
Последнее выражение можно привести к виду:
Qcp Qoi [1 (Т01/4’осТж) Qcnl/f 1 (Тох/Фос^ж) Qoil- (3.23)
S2
Из уравнения (3.23) следует, что чем меньше Тщ, тем бли-
же значение средней производительности по фильтрату к Qoi.
а при Toi=O Qcp = Qoi.
Случай накопления осадка в роторе центрифуги при прене-
брежимо малой (равной нулю) толщине слоя суспензии над
осадком, т. е. в условиях У3=УОс, рассмотрен в работе [91].
3.2. Фильтрование в режиме постоянного
давления и постоянной производительности по суспензии
Центробежное фильтрование в режиме постоянного дав-
ления получило наиболее широкое освещение в литературе [6,
92—96]. Одна из характерных особенностей этого процесса —
равенство производительности по суспензии и по фильтрату
[1]:
Qcn t= Q s= AVs/u, V[V' + (B/U1)P + (2AV3/U1) т, (3.24)
где V" — объем фильтрата, образующегося до начала режима фильтрования
при постоянном давлении.
Центробежное фильтрование в режиме постоянного давле-
ния наиболее эффективно вследствие наличия максимальной
движущей силы процесса. Однако в промышленной практике та-
кой режим встречается редко. Это объясняется тем, что для
поддержания постоянного перепада давлений необходимо не-
прерывно изменять подачу суспензии в соответствии с законом»
выраженным уравнением (3.24). Обеспечение переменной про-
изводительности по заданному закону затруднительно и не
практично.
Вместе с тем имеется довольно простой способ обеспечения
работы фильтрующей центрифуги в режиме постоянного дав-
ления, лишенный указанного выше недостатка. Для его осу-
ществления необходимо ввести в ротор черпающую трубку, от-
борное сопло которой устанавливается на уровне г0- При этом
производительность по суспензии должна быть такой, чтобы в
момент, когда начинается режим фильтрования при постоянном
давлении, свободная поверхность жидкости находилась на уров-
не радиуса г0. В дальнейшем подача суспензии должна поддер-
живаться постоянной. Использование описанного способа эф-
фективно для разделения быстро расслаивающихся суспензий,
а также в тех случаях, когда требуется вывести из процесса
высокодисперсные фракции твердой фазы во избежание засо-
рения ими пор осадка.
При центробежном фильтровании в режиме постоянного
давления скорость фильтрования с течением времени уменьша-
ется. Так как подача суспензии остается неизменной, то часть
жидкости отводится из ротора через черпающую трубку. По
мере уменьшения производительности по фильтрату расход жид-
кости через черпающую трубку соответственно увеличивается.
6*
83
Рис. 3-2. Зависимость объема фильтрата
от времени центрифугирования водной
суспензии кизельгура при
1 — Fr'=775; 11=3,15-10—® м/с; 2 — Fr'=400; v=
=3.05-10-3 м/с; 3 — Fr'=400; w=l,7-10-® м/с
Рис. 3-3. Зависимость производительности по фильтрату от времени при
центробежном фильтровании водной суспензии кизельгура;
/ —Fr'=400; ₽=0,510‘“, м-1; 2 — Fr"=400; р=1,83-10'", м-’; 3 — Fr"=775; 0=0,31010, м~‘
Предположим, что вся твердая фаза суспензии осаждается
в роторе, а черпающая трубка отводит только чистую жид-
кость. Тогда справедливы следующие равенства:
Рос ^WiPcnj
Реп ==• Осп1;
Рос t= UlQcn'1'-
Подставляя значение Уос в уравнение (3.5) и принимая во
внимание, что режим фильтрования при постоянном давлении
начинается, когда в роторе накоплен осадок объемом У'оС, по-
лучаем следующее дифференциальное уравнение:
(dP/dx) t= j4Pg/[uiQcnT + (Рос' В)| •
(3.25)
Интегрируя в пределах от 0 до т и от 0 до V, находим V=
= (ЛV3/«iQcn)ln{i[wiQcn/(V/oc+B)]r+l}, принимая, что V3 =
=фос1/ж, получаем
р = (АфосРж/^Сс.,) 1п {KQCn/(Voc' + В)] т + 1}. (3.26)
Производительность центрифуги по фильтрату в рассматри-
ваемом режиме разделения суспензии определяется уравнени-
ем (3.25). Производительность по фильтрату имеет максималь-
ное значение в начале второй стадии первого периода процес-
са, т. е. когда V3 достигает (V3)max; ее выражают следующим
уравнением:
Отпах^ЛРз/^Р' + В). (3.27)
Производительность по фильтрату становится минимальной
в момент окончания второй стадии первого периода процесса,
когда ротор заполнится осадком на заданную величину:
Qmln F= ДфосРж/(ФосРж + В). (3.28)
84
3.3. Особенности центробежного фильтрования
суспензий, образующих сжимаемые осадки
Приведенные выше зависимости были выведены, исходя из
предположения, что осадок и фильтрующая перегородка прак-
тически несжимаемы.
Обычно при центробежном фильтровании под действием пе-
репада давлений и массовых сил форма частиц или их агрега-
тов, а также плотность их укладки изменяются, в связи с чем
пористость осадка уменьшается, а его сопротивление потоку
возрастает.
Уменьшение пористости осадка и увеличение его удельного
сопротивления происходит в направлении от границы с суспен-
зией к границе с фильтрующей перегородкой, так как давление
жидкости и массовые силы, сжимающие скелет осадка, возра-
стают именно в этом направлении.
Так как распределение сжимающего давления в осадке не-
равномерно, то удельное сопротивление сжимаемого осадка для
различных его слоев и сопротивление сжимаемой фильтрую-
щей перегородки являются переменными величинами. Поэтому
для практических целей экспериментально находят среднее
удельное сопротивление осадка и среднее сопротивление фильт-
рующей перегородки. Использование средних значений кон-
стант центробежного фильтрования, определенных надлежащим
образом, позволяет применять некоторые из полученных урав-
нений как для несжимаемых, так и для сжимаемых осадков.
Применение расчетных уравнений для сжимаемых осадков
несколько затруднено в связи с тем, что при известном пере-
паде давлений обычно нельзя точно установить среднее удель-
ное сопротивление осадка и отдельно сопротивление фильтру-
ющей перегородки. Однако при решении практических задач,
применительно к подвесным и маятниковым центрифугам, эти
затруднения преодолеваются, поскольку сопротивление фильт-
рующей перегородки при правильной организации работы на
этих машинах относительно невелико.
Рассмотрим процесс центробежного фильтрования при посто-
янном расходе суспензии. Исходное дифференциальное уравне-
ние для этого процесса запишем в таком виде:
(dV/dT) pFpT/{n [аср<7т (V/Fрт) + ₽]} • (3.29)
Найдем выражение для qT в случае центрифугирования бы-
стро расслаивающихся суспензий. При концентрации суспен-
зии ссп, выраженной в килограммах на кубический метр суспен-
зии, масса твердой фазы, поступившей в ротор за время т, со-
ставит mT = QcnTCcn. Тогда для быстро расслаивающихся суспен-
зий
Qt (л?т/Т) >= (QcnTccn/V) (Vcn/V) ccn. (3.30)
Обследование работы центрифуг в промышленности и экспе-
риментальная проверка показали, что для суспензий, разделяе-
85
мых в подвесных и маятниковых центрифугах, сопротивлением
фильтрующей перегородки в большинстве случаев можно пре-
небречь.
С учетом этого допущения представим уравнение (3.29) в
виде
dV/dx t= pFрт2/|iaCp<?TV. (3.31)
В случае сжимаемых осадков можно принять [86]
°Ч:р3=4 а*Р5сж» (3.32)
где а' — коэффициент пропорциональности; s — показатель сжимаемости
осадка (s<l); рсж— общее сжимающее давление, равное р+Рск; рек — дав-
ление сжатия от действия массовых сил скелета осадка.
Перепад давлений р равен
P t= Рж^Грт^з/Арт» (3.33)
Сжимающее давление от действия массовых сил можно при-
ближенно определить по формуле [6]
Рек *= [Др (1 - еос) ^OC^fpTj/CpT ₽= (Др/Рт) (^Т^^Грт/Уж),
Тогда общее сжимающее давление составит
Рсж3=3 (Рж^ГртТд/Fpf) [1 -J- (Др/Рж) (РтТ/РтТ3)]. (3.34)
С учетом равенств (3.33), (3.32) и (3.34) уравнение (3.31)
примет вид
dV/dx s= [TPti+»V3i-s Нгрт^Рж^/на^тУП +
+ (Др/Рж) (?TV/pTV3)ls. (3-35)
При этом скорость центробежного фильтрования будет равна
v' «= [fpTSV31-s (“2''pt)1-sP»1“s1/P“,'7tT [1 + (Др/Рж) (<7tT/PtV3)]s. (3.36)
Обозначим
V4co2rpT/va'9TV е= v,
где v — скорость центробежного фильтрования при s=0 (осадок несжима-
ем, а'=аср).
Тогда уравнение (3.36) примет вид
o'e=ti/psc«. (3.37)
Из выражения (3.37) следует, что скорость центробежного
фильтрования у сжимаемых осадков меньше, чем у несжимае-
мых в р«сж раз.
Из условий материального баланса имеем Vcn=V3+V. Раз-
делив все члены этого равенства на V и принимая во внимание,
что Vc„/V=qT/ccn, получим V3/V= (<7т/ссп)—1. откуда
Р/Т3 С= Ссп/(?Т- Ссп)- (3.38)
При постоянных значениях qT и ссп отношение V/V3 = const.
Подставив значение V/V3 в уравнение (3.34), находим
Рсж ь= (РжЬ^ГртУз/Ррт) {1 4~ [(Др/Рж) (?ТСеп/РжРт (<7т Ссп)]}- (3.39)
86
Из этого выражения следует, что сжимающее давление про-
порционально У3, так как все остальные величины в процессе
центрифугирования сохраняют постоянные значения.
Таким образом, при центрифугировании быстро расслаива-
ющихся суспензий, образующих сжимаемые осадки, скорость
фильтрования в режиме Qcn = const не остается постоянной, как
это мы видели в случае несжимаемых осадков, а уменьшается
пропорционально объему загрузки в степени s.
Найдем среднее значение скорости центробежного фильтро-
вания и среднюю производительность за период загрузки ро-
тора
₽сжшах (₽сжХпах
иср' 6= (1/Рсжтах) У v'dpc>K е= (Р/рсжтах) У (Фсж/^сж)
О О
p=t>/[(l s) Р5сжтах], (3.40)
где Рсжтах<= (4’осРжО>1ГртУж/Ррт) { 1 + (Др/Рж) (<?т/Рт) [Ссп/(<?т-Ссп)]}-
Qcp' ^^ср'Ррт- (3-41)
Интегрируя уравнение (3.35) в пределах от 0 до т и от 0
до V с учетом равенств (3.38) и (3.39), получим зависимость
объема фильтрата, образовавшегося за время т
Следовательно, зависимость V=f(r) в случае сжимаемых
осадков — нелинейная.
Уравнение (3.36) можно представить в таком виде:
У3сй2грт/р\?тУ s= а'р5сж. (3.43)
Уравнение (3.44) выражает среднее удельное сопротивление
осадка
Ctcp (3.44)
Подставляя в это уравнение постоянные величины ( СО, Грт
и v) и данные опытов по центрифугированию суспензии (у', qT
и V), можно вычислить ряд значений аср, соответствующих оп-
ределенным значениям рсж. На рис. 3-4 приведены графики,
построенные на основании экспериментальных данных, получен-
ных при центрифугировании водных суспензий кизельгура и
древесной муки на лабораторной центрифуге с ротором диа-
метром 300 мм. Анализ этих графиков свидетельствует о том,
что среднее удельное сопротивление ас₽ (показатель сжимаемо-
сти s и коэффициент пропорциональности а') зависят от расход-
ной скорости суспензии осп и, следовательно, от скорости фильт-
рования, а также от фактора разделения центрифуги. При этом
87
Рис. 3-4. Зависимость среднего
удельного сопротивления осадка
от сжимающего давления:
1 — кизельгур (Fr'=775, исп =
=3,21-10-3 м/с): 2 —то же (Fr'=400,
исп=1,8-10-3 м/с); 3 — то же (Fr'=400,
исп=3,25-10-3 м/с); 4 — древесная мука
(Fr'=400, исп=3,0410-3 м/с); 5 — то же,
(Fr'=400, исп=3,610-3 м/с); 6 — то же
(Fr'=167, исп=3,52-10-3 м/с)
при одинаковых факторах разделения показатель сжимаемости
практически имеет одно и то же значение.
Поскольку показатель сжимаемости у кизельгура почти ра-
вен нулю, он ведет себя практически как несжимаемый осадок.
Но при этом аср кизельгура обнаруживает зависимость от фак-
тора разделения. Таким образом, удельное сопротивление да-
же слабо сжимаемых осадков зависит от фактора разделения.
Для определения зависимости удельного сопротивления осад-
ка от сжимающего давления используют также уравнение вида
асре=а"4-а(рсж)5. (3.45)
Имеется мнение [97], что это уравнение наиболее точно от-
ражает зависимость удельного сопротивления осадка от сжи-
мающего давления.
Рассмотрим с использованием уравнения (3.45) закономер-
ности центробежного фильтрования суспензий, образующих
сжимаемые осадки в режиме постоянного давления.
Подставив значение ас₽ из уравнения (3.45) в уравнение
(3.29) и приравнивая производную правой части нулю, полу-
чим
аР5сж) -J- рРГрТ— p.as?TVpsc)K t=0.
При s>l вторая производная отрицательна, что является
условием максимума функции. Тогда
Рсжопт = {«" + (₽ГРТ/<7Т V)/l« (s- 1)1 )1/s • (3.46)
Таким образом, оптимальный режим фильтрования по дав-
лению возможен только при s>l [,97]. Из уравнений (3.34) и
(3.46) находим оптимальное давление центробежного фильтро-
вания в рассматриваемом режиме
Ропт <=Рсжопт/[1 + (Др/Рж) (9т/Рт) (Т/Гз)]. (3.47)
Приведенные уравнения для расчета центрифуг в случае
образования сжимаемых осадков носят приближенный харак-
тер, так как для сжимающего давления используется прибли-
женная зависимость, не учитывающая изменение пористости
осадка. Кроме того при рассмотрении процесса центробежного
фильтрования при постоянном расходе суспензии мы не учиты-
вали сопротивление фильтрующей перегородки.
88
Глава 4
Центробежное фильтрование
в центрифугах непрерывного действия
4.1. Фильтрование в центрифугах
с центробежной и шнековой выгрузкой осадка
Из фильтрующих центрифуг непрерывного действия наи-
большее распространение в химических производствах получи-
ли центрифуги со шнековой и пульсирующей выгрузкой осад-
ка. Внедряются в химические производства центрифуги с инер-
ционной выгрузкой осадка (центробежной и прецессионной).
Процессы разделения суспензий в центрифугах со шнековой
и центробежной выгрузкой осадка имеют много общего, поэто-
му целесообразно рассмотреть их совместно.
Особенности разделения в этих центрифугах — кратковре-
менность пребывания обрабатываемого продукта в роторе и
малая толщина движущегося слоя осадка. Уплотнения осадка
не происходит, так как при движении вдоль ротора слой осад-
ка непрерывно разрыхляется и перемешивается.
Разработанная в начале 70-х годов физическая модель про-
цесса тонкослойного центробежного фильтрования суспензий в
центрифугах с центробежной выгрузкой осадка представлена
на рис. 4-1 [98]. Конический ротор по длине разбит на три
участка, на которых последовательно протекают три стадии
центрифугирования, соответствующие трем периодам процесса
центробежного фильтрования. При движении слоя жидкости
на участке ротора Lx количество жидкости в результате фильт-
рования уменьшается от максимального в месте загрузки до
нуля при завершении первого периода процесса.
В публикациях П. Г. Романкова, С. А. Плюшкина и И. Дье-
ри впервые описаны все три стадии процесса, происходящего в
фильтрующих центрифугах непрерывного действия. Получен-
ные при этом расчетные уравнения не учитывают различия осе-
вых скоростей движения жидкости и осадка по ротору центри-
фуги и изменения скорости движения жидкости.
При математическом описании этой физической модели,
применительно к виброцентрифугам, учтено изменение скорости
движения жидкости по длине ротора и ее отличие от скорости
перемещения осадка [99].
При аналитических исследованиях работы центрифуг с цент-
робежной, вибрационной и шнековой выгрузкой движение осад-
ка моделируется движением дискретной частицы.
Эту модель использовали при определении времени пребы-
вания осадка в роторах практически всех фильтрующих цент-
рифуг непрерывного действия, кроме центрифуг с пульсирую-
щей выгрузкой, и она встречается в публикациях самых послед-
них лет. Наиболее глубокий анализ модели движения осреднен-
ной дискретной частицы в центрифугах с вибрационной и цент-
89
Рис. 4-1. Физическая модель
процесса тонкослойного цент-
робежного фильтрования в
центрифугах с центробежной
и вибрационной выгрузкой
осадка:
1 — жидкость; 2 — осадок; I, II,
III— стадии процесса
робежной выгрузкой
осадка провел Е. М.
Гольдин в своей доктор-
ской диссертации (1966
г.) и в более ранних пуб-
ликациях.
Дальнейшим развитием физической модели движения осад-
ка по коническому ротору явилась модель, использующая ди-
намический напор исходного материала на входе в ротор для
увеличения начальной меридианальной скорости частицы. Этот
эффект достигается в результате применения торообразного
питателя у меньшего основания конуса. В таком случае устой-
чивая выгрузка осадка достигается при угле трения <pi больше
угла наклона образующей ротора. При движении осадка по
внутренней поверхности конического ротора сплошным слоем
сила трения тормозит движение осадка, вследствие чего время
пребывания осадка в роторе возрастает в 2...3 раза [100].
Глубокие и всесторонние теоретические исследования моде-
ли движения осредненной дискретной частицы, проведенные
Е. М. Гольдиным, В. И. Аснером, В. С. Каминским, А. В. Шлау
и их сотрудниками, исчерпали возможности этой модели. Неко-
торые экспериментально наблюдаемые явления не удается опи-
сать с помощью модели материальной точки. Поэтому назрела
необходимость разработки более сложной модели движения
осадка, в качестве которой могла бы явиться реологическая или
механореологическая модель.
В результате исследований центробежного фильтрования
суспензий с объемной концентрацией менее 50%, проведенных
в НИИхиммаше под руководством одного из авторов на цент-
рифугах со шнековой выгрузкой осадка, выявлены некоторые
новые закономерности процесса.
В начальной стадии процесса фильтрования отделение жид-
кой фазы практически не связано с увеличением толщины слоя
осадка и соответствующим возрастанием сопротивления при
фильтровании. В данном случае превалирующее влияние на
процесс оказывает не сопротивление слоя осадка, который раз-
мывается поступающей в ротор суспензией, а сопротивление
фильтрующей перегородки (сита). Поэтому для начальной ста-
дии первого периода тонкослойного центробежного фильтрова-
ния вместо термина «фильтрование с образованием осадка»
предложено применять термин «напорное фильтрование» [101].
90
Рис. 4-2. Характер распределения осадка
в роторе центрифуги со шнековой вы-
грузкой осадка:
1 — сито; 2 — шнек; I — зона напорного фильтро-
вания; // — зона центробежного отжима
Вследствие малой толщины слоя
осадка, а также его интенсивного
разрыхления и перемешивания ус-
тановить границы между зонами,
соответствующими второму и
третьему периодам процесса, прак-
тически невозможно. Экспериментально в роторах центрифуг
со шнековой и центробежной выгрузкой осадка удается разли-
чить укрупненно только две зоны (рис. 4-2): напорного фильт-
рования и центробежного отжима. Граница этих зон неста-
бильна, особенно у шнековых центрифуг, в роторах которых на
одном и том же участке поверхности сита могут протекать раз-
личные стадии процесса.
Для фильтрующей центрифуги со шнековой выгрузкой осад-
ка характерны прорывы суспензии из зоны напорного фильтро-
вания в зону центробежного отжима, которые происходят по
зазору между шнеком и ротором. В местах прорывов суспензии,
как и в зоне напорного фильтрования, обычно смывается слой
осадка, находящегося на сите. Глубина прорывов зависит от
производительности, содержания твердой фазы в суспензии,
конструктивных параметров машины и свойств обрабатываемо-
го продукта (главным образом гранулометрического состава
твердой фазы). Аналогичная картина наблюдается и в центри-
фугах с центробежной выгрузкой осадка.
Если в случае прорыва суспензия достигает широкого края
ротора, то часть ее, не успев разделиться, выплескивается в ка-
Рис. 4-3. Режим работы фильтрующих
центрифуг с центробежной и шнековой вы-
грузкой осадка:
а — нормальный; б — переходный; в — захлебыва-
ние; 1 — зона напорного фильтрования; 2— зона
центробежного отжима; 3 — промывы суспензии;
4 — остатки слоя осадка
91
Рис. 4-4. Зависимость влажности осад-
ка от производительности по суспен-
зии:
I — нормальный режим; II — переходный ре-
жим; III— режим захлебывания; 1 — чистое
сито; 2 — забитое сито; 3 — влажность обез-
воженного осадка; 4 — влажность осадка в
комках
меру приема осадка. На стенках камеры обычно находится на-
липший осадок. Пробившаяся струя увлажняет этот осадок,
что приводит к появлению влажных комков в сухом продукте.
При прорыве суспензии по большей части периметра ротора
осадок вообще не успевает образовываться. Суспензия попада-
ет в камеру приема осадка. Наступает режим захлебывания.
Таким образом, для рассматриваемых типов центрифуг харак-
терны три режима работы (рис. 4-3): нормальный, при кото-
ром получается достаточно сухой сыпучий осадок, переходный
и режим захлебывания.
На рис. 4-4 приведена зависимость влажности осадка от
производительности по исходной суспензии, полученная при
разделении суспензии полистирола на центрифуге ФГШ-15
[102]. При увеличении подачи исходной суспензии от 100 до
350 кг/ч влажность осадка повышается незначительно (кри-
вая 1); с увеличением подачи более 400 кг/ч резко возрастает
влажность осадка, так как нарушается нормальный режим ра-
боты. При дальнейшем увеличении производительности в при-
емной камере появляется свободная жидкость. При произво-
дительности выше 700 кг/ч центрифуга работает в режиме за-
хлебывания, во время которого в роторе устанавливается лишь
одна зона — зона напорного фильтрования.
На основании результатов проведенных исследований мы
предложили новую модель процесса тонкослойного центробеж-
ного фильтрования суспензий со среднезернистой твердой фа-
зой и объемной концентрацией менее 50% в центрифугах с
центробежной и шнековой выгрузкой осадка. Упомянутая физи-
ческая модель представлена на рис. 4-5.
Согласно предложенной модели ротор подразделяется на
две зоны. В зоне I (зона напорного фильтрования) осадок от-
сутствует, он смывается потоком суспензии и отбрасывается в
зону II. В зоне II накапливается осадок с объемной влажно-
стью около 50%- Эта цифра принята на основании опытов по
центрифугированию различных осадков в стаканчиковой цент-
рифуге, которые показали, что пористость равна 0,5 и более.
Осадок накапливается в зоне II до тех пор, пока напряже-
ния от тангенциальной составляющей центробежной силы не
достигнут такого значения внутренних касательных напряжений
92
Рис. 4-5. Физическая модель процесса тонкослойного центробежного фильт-
рования:
1 — жидкость; 2 — осадок; /, // — стадии процесса
в осадке, при котором осадок начинает двигаться вдоль ротора,
постепенно освобождаясь от жидкости.
Пользуясь описанной моделью процесса, можно определить
длину зоны напорного фильтрования и рассчитать параметры
процесса, обеспечивающие наличие в роторе как бы «гаран-
тийной зоны» осадка на поверхности сита.
Рассмотрим конический ротор, в котором зона напорного
фильтрования ограничена координатами /и и Принимаем,
что жидкость, поступающая на сито при 1=1Н, течет к широко-
му краю ротора в виде тонкой пленки с одновременным фильт-
рованием через сито, в результате чего толщина пленки непре-
рывно уменьшается. При достижении координаты 1=Ц толщи-
на жидкой пленки падает до нуля и напорное фильтрование
жидкости прекращается [103].
Выделим на поверхности участка сита в зоне напорного
фильтрования кольцевой элемент пленки жидкости длиной dl
(рис. 4-6). За отрезок времени dx в рассматриваемый элемент
через сечение I входит объем жидкости, равный 2лгбнжг/т, где
б — толщина пленки жидкости, цж — средняя скорость течения
пленки жидкости по поверхности сита, г — текущее значение
радиуса ротора. За этот же отрезок времени через сечение II
данного элемента вдоль образующих конического сита вытека-
ет объем жидкости, равный
2л (г-{-dr) (б 4" с?б) (w® -J- du) dx,
а через поверхность сита dF=
= 2n[(2r+dr)/2]rfZ отфильтро-
вывается объем жидкости, рав-
ный 2n[(2r-[-dr)/2]dlvdx, где
v — скорость фильтрования.
Рис. 4-6. Расчетная схема модели
тонкослойного центробежного фильт-
рования
93
Составив уравнение материального баланса для рассмат-
риваемого элемента жидкости и отбросив члены второго и
третьего порядка малости, находим
гиж<1б + Ьижс1г г6<1иж + rvdl t= 0. (4.1)
Для пленочного течения жидкости по внутренней поверхно-
сти сплошного полого конуса из известных соотношений имеем
«Mt=(Q2(D2sina/12n2vr)1/s, (4.2); 6^(3vz2H!/w2rsina)1/2. (4.3)
Скорость фильтрования жидкости через сито {уравнение
(4.4)] находим из формулы (3.4), положив Уос=0, грт—Го=б.
Используя соотношения (4.2) — (4.4), выразим все члены
уравнения (4.1) через иж и I. После преобразований получаем
(уравнение 4.5):
vt=(w2r6/vP)cosa, (4.4); (dux/dl) -J- 1/3 (иж/Г) + A3l t=0, (4.5)
где Aa t= co2 sin acosa/vfJ.
В результате интегрирования уравнения (4.5) и подстанов-
ки граничного условия иж|/=/н=иж.н находим
«ж = «ж.н 3/7(4//V3) (Z7/*— 1HV3). (4.6)
Решив уравнение (4.6) при l=llt определяем значение Ц,
при котором пж = «ж.1=0 и, следовательно, 6=0
k ₽= 1и [(7/ЗЛа) («ж.„//н2) + Ц37’- (4.7)
или, подставляя значения иж.н и А3,
11 •= [(QvW)27s (Р/7н sin a cos a) + I]8/7. (4.8)
Для обеспечения нормальной работы центрифуги длина зо-
ны напорного фильтрования (h—1и) не должна превышать 25%
от общей длины образующей конического ротора, т. е. ki =
= (/i—/нЖ—/н)^0,25.
Задаваясь длиной зоны напорного фильтрования, из (4.8)
можно найти максимально допустимую производительность по
суспензии, при которой гарантируется нормальный режим ра-
боты центрифуги. Нагрузку зоны напорного фильтрования по
фильтрату находим из соотношения (4.9).
При концентрации суспензии, выраженной в объемных до-
лях, cv<0,5, допустимая производительность по суспензии по
(4.10) должна быть
Q t= 2(’|/3nci)2/v sin2 a) [(3cos a/7₽) (r^l3 — ги77з)1®72. (4-9)
<2cn<Q/(l-2M. (4-Ю)
При су^0,5 согласно предложенной модели процесса зо-
на напорного фильтрования практически отсутствует.
Перейдем к рассмотрению движения осадка к разгрузочной
кромке ротора. В качестве первого приближения к реологиче-
ской модели представим осадок в виде дилатантной жидкости.
Составив уравнение r-компонента вектора количества дви-
жения элементарного слоя осадка толщиной dn (п — нормаль к
34
образующей конического ротора) и длиной dl, который нахо-
дится под действием центробежной силы и сил внутреннего
трения, находим после некоторых преобразований (4.11). Ин-
тегрируя дифференциальное уравнение (4.11), находим (4.12)
dT*/dne=pocw2rsina, (4.11); х* s= росы2гл sin а-}- Сг. (4.12)
Для определения постоянной интегрирования G воспользуемся
граничным условием т*|п=о=О- Подстановка этого граничного
условия в уравнение (4.12) показывает, что Cj = O. Следова-
тельно,
х* t= роси2гл sin а. (4.13)
Согласно [104], в общем виде можно написать, что гради-
ент скорости сдвига пропорционален касательному напряже-
нию (4.14). Для потока движущегося осадка получим выраже-
ние (4.15), а максимальное напряжение будет у стенки (сита)
[см. уравнение (4.16)]
(d«oc/dn) .= /(?•), (4.14); -(duoc/dn)^/^*). (4.15)
Тст* Poc<02A>cSin а. (4.16)
Таким образом получим зависимость (4.17). Подставив за-
висимость (4.17) в уравнение (4.15) получим (4.18)
Т хст (n//ioc), (4-17); (d«oc/dn) ь=/[%т* (п/^ос)1« (4*18)
Проинтегрировав уравнение (4.18), получим распределение
скорости по толщине слоя осадка (4.19). Объемный расход
осадка, проходящего через элементарный объем, определим по
(4.20):
Лос
иос t= J/ (хст* (4-19); dQoce=«oc2nrdn. (4.20)
п
В результате интегрирования зависимости (4.20) в преде-
лах от 0 до Qoc и от 0 до hoc находим (4.21). Так как п=
= (т*/т*ст)Лос физ уравнения (4.17)], то уравнение расхода в
общем виде запишем как (4.22)
л
ОС
Qocе= 2лг Jn/ ^х*ст 7Г7) dn, (4-21)
о
т*
Л 2лгйос2 г”
Qoc <= -(7«ct)2 J (f) (4-22)
о
Для дилатантной жидкости в соответствии со степенным
законом (4.23) получим (4.24)
т* t= k (duoc/dn)m, (4.23); f (x*) i= (т*/Л)1/т. (4.24)
95
Подставив функцию (4.24) в уравнение (4.22), запишем:
т*ст
Qoc «= 2лгЛ2ос/(х*ст)2 J т* (т’/Л)1/™ dx* fc=
о
(4.25)
dx*.
=12лгЛ2ос/(т’ст)2 1
о
После интегрирования находим (4.26). Подставляя из урав-
нения (4.16) значение т*ст, получаем (4.27)
Qoc е= [2nrh2ocm/(2m4- 1)] (т*ст/*)1,т, (4.26)
Qoc «= [2лгЯ2ост/(2т 4- 1)] (росы2гЯос sin a/k)4m (4-27)
Профиль скорости будет характеризоваться зависимостью:
hoc
«ос 1= | f [Т*ст (п/^ос)] dn t=
₽= [т/(т + 1)1 (podto2r sin а/Л)Ут (Лос(т+1)/т— п<т+1)/т). (4.28)
При и=0 uoc = Uocmax • Тогда
«ОС «осшах [1 - (n/ftoc)('n+1)/m]- (4-29)
Найдем выражение для средней скорости дю толщине слоя
осадка
«оссР => Qoc/2whoc>
или с учетом зависимости (4.27)
«осср <=hoctn/(2tn 4- 1) (poc<02rftOc sin a/*)Vm. (4.30)
Зависимость (4.27) можно использовать для определения
hOc'.
hoc => {(Qoc/2nr) [(2m + l)/m]m^2m+1^ p/Poc<o2r sin a)V(»m+i). (4.31)
Исключив hoc из выражения (4.30), находим
«осср <= {[rn/(2m + l)r (рос<02sinn/k) (Qoc/2n)m+1r-mp/fzm+i). (4.32)
Определим продолжительность пребывания осадка в роторе:
тпр t= J (dr/«oCcp sin a) => {[(2m + l)2m+\rnm (3m 4- l)2m+]] (k/pOc<W X
n
X (2n/Qoc Sin2 a)m+1}V(2m+l) [Грт(зт+1)/(2т+1) _ ri(3m+l)/(2m n)j (4.33)
Пользуясь описанной физической моделью процесса, можно
в первом приближении установить зависимость производитель-
ности от геометрических размеров ротора. В соответствии с этой
моделью продолжительность пребывания обрабатываемого ма-
36
териала в роторе шнековой центрифуги лишь косвенно зависит
от геометрии шнека, и процесс не зависит от скорости относи-
тельного движения шнека. До момента наступления переход-
ного режима в роторе сохраняется как бы «гарантийная зона»,
т. е. суспензия не достигает края ротора.
Фильтрующие шнековые центрифуги имеют некоторые пре-
имущества перед инерционными центрифугами в части устойчи-
вости процесса разделения. Так, в шнековых центрифугах сус-
пензия, растекаясь по ротору, все время наталкивается на пре-
граду, образованную витками шнека. Это делает машину не
столь чувствительной к свойствам продукта, поскольку прорыв
жидкой фазы в зону отжима здесь несколько затруднен [13].
Другое преимущество шнековой центрифуги — возможность ис-
пользования меньших углов конусности, что отодвигает появле-
ние режима захлебывания в сторону больших производительно-
стей.
Режим работы центрифуг с центробежной и шнековой вы-
грузкой осадка зависит от гранулометрического состава твер-
дой фазы и концентрации суспензии. Фильтрующие центрифу-
ги со шнековой выгрузкой осадка нормально работают при раз-
делении концентрированных суспензий, в которых преобладают
частицы размером более 0,15 мм. Для центрифуг с центробеж-
ной выгрузки характерно преобладание частиц более 0,25 мм.
Если частицы имеют меньшие размеры, то увеличивается отно-
сительный унос твердой фазы с фильтратом, сита забиваются,
что приводит к режиму захлебывания.
При центрифугировании крупнозернистых материалов с
весьма высоким содержанием твердой фазы (60% и более) зо-
на напорного фильтрования имеет незначительную длину, так
как осадок быстро теряет текучесть. В этом случае время пре-
бывания обрабатываемого материала в роторе и производитель-
ность шнековой центрифуги существенно зависят от геометрии
шнека, его относительной скорости и от физических свойств
осадка.
Производительность центрифуги (кг/с) по осадку прибли-
женно можно определить по формуле (4.34), где vz — осевая
скорость движения осадка вдоль ротора, м/с; FB.a — площадь
осевого сечения валика осадка, м2; п3 — число заходов спирали
шнека.
Для определения осевой скорости движения осадка вдоль
ротора предложено уравнение (4.35) ’[105]
GOc t= VZF в>аРосДз» (4*34)
vz | Юшн — Ирт I гср [Sin Pl sin e2/sin (P, + 62)J cos a; (4.35)
здесь 6, t= arc cos [(tg a sin Pi/tg <p2) cos <pj + (q^ + ₽i),
где <p2 — угол внутреннего трения осадка; <pi — угол трения осадка о шнек.
Для того чтобы шнек транспортировал осадок, необходимо
соблюдение условия
• «П != (/шн/Пз^Ос) < 1 . (4.36)
7—658 97
где «п — коэффициент перекрытия межвиткового зазора; Ьос—длина ос-
нования нормального сечения валика осадка, м.
Если межвитковый зазор полностью перекроется осадком,
выгрузка его прекратится.
С учетом результатов экспериментальных исследований
Л. Т. Вертола привел уравнение (4.34) к виду
Goc п nPoc I ^шп — ирт I г1пнср [sin Pi sin Gg/siп (P1 -p 02)] X
X cos a (2nr3 — n36n), (4.37)
где Гшпср — средний радиус шнека, м; га— радиус загрузочной части ро-
тора, м; ол — толщина лопасти шиека, м.
Для обеспечения нормальной работы центрифуги должен
быть установлен оптимальный режим, который определяется в
каждом конкретном случае подбором характеристики сита и
угла наклона образующей ротора к его оси.
4.2. Фильтрование в центрифугах
с пульсирующей выгрузкой осадка
В центрифугах этого типа процесс центробежного фильт-
рования также проходит в три стадии, соответствующие на-
званным ранее трем периодам процесса в центрифугах периоди-
ческого действия. Отдельные стадии процесса протекают одно-
временно, но последовательно по длине ротора. Учитывая труд-
ность разграничения второго и третьего периодов процесса, их
обычно объединяют, как и в машинах периодического действия,
в один. В связи с этим ротор пульсирующей центрифуги может
быть условно разделен на две зоны: зону фильтрования с обра-
зованием осадка и зону центробежного отжима осадка.
Как и в шнековой центрифуге, эти зоны не имеют четкой гра-
ницы. В зависимости от гранулометрического состава твердой
фазы, концентрации суспензии и ее расхода, в пульсирующих
центрифугах также могут наблюдаться три режима работы:
нормальный, переходный и режим захлебывания. Центрифуга
может работать в нормальном режиме только при соблюдении
таких условий, при которых формирование осадка (первый пе-
риод процесса) заканчивается в ограниченной зоне, названной
зоной фильтрования. Условно длина этой зоны принята равной
длине хода толкателя однокаскадной центрифуги или первого
каскада многокаскадной центрифуги. На остальной части ро-
тора происходят центробежный отжим и механическая сушка
осадка. В случае необходимой дополнительной обработки осад-
ка (промывка, пропарка) следует предусмотреть соответствую-
щие зоны.
Рассмотрим процесс центрифугирования суспензии в двух-
каскадной центрифуге. Накопление и формирование осадка в
зоне фильтрования происходит во время прямого и обратного
ходов первого каскада ротора.
98
При прямом ходе обечайки первого каскада освобождается
чистая фильтрующая перегородка, на которой начинается ин-
тенсивное фильтрование суспензии с образованием осадка.
Кроме того, в эту зону тыльной стороной уравнительного коль-
ца сбрасывается часть ранее образованного осадка.
Характер протекания этой фазы процесса в значительной
степени определяет устойчивость работы центрифуги. Для нор-
мальной ее работы расход и концентрация суспензии должны
поддерживаться таким образом, чтобы свежая порция суспен-
зии не размывала ранее сформированный и передвинутый в зо-
ну отжима слой осадка. При превышении расхода или при не-
достаточной концентрации может произойти прорыв суспензии
до края ротора и наступит режим захлебывания.
При обратном ходе обечайки фильтрование суспензии, хотя
и со значительно меньшей скоростью, продолжается. Решаю-
щую роль в этой фазе первой стадии процесса играет толщина
слоя осадка, образованного ранее (при прямом ходе обечайки).
Осадок вначале несколько спрессовывается толкателем, а за-
тем начинает двигаться по всей длине каскада. Такое движение
возможно только в том случае, если толщина слоя осадка, на-
копленного в зоне фильтрования, равна или несколько превос-
ходит толщину слоя осадка в зоне отжима. Если количество
поступившей в центрифугу твердой фазы окажется недостаточ-
ным, чтобы обеспечить толщину осадка, необходимую для его
продвижения, то толкатель будет сжимать осадок в зоне фильт-
рования до тех пор, пока его толщина не сравняется с толщи-
ной слоя в зоне отжима. Эти условия соответствуют переходно-
му режиму, который в пульсирующих центрифугах является не-
допустимым.
Ввиду того, что при обратном ходе первого каскада суспен-
зия поступает на слой осадка значительной толщины, а при
прямом ходе — на чистое сито, скорости фильтрования в обеих
фазах первой стадии процесса резко различны. Причем для
большинства осадков режим фильтрования при прямом ходе
может быть турбулентным.
Схематичное изложение модели процесса формирования
осадка показывает, что этот процесс протекает сложно, поэто-
му провести достаточно надежный теоретический расчет ста-
дии центробежного фильтрования крайне затруднительно. Труд-
ность обусловлена тем, что процесс сопровождается изменени-
ем во времени всех основных переменных: давления, поверхно-
сти фильтрования и удельного сопротивления осадка. Кроме
того, как уже упоминалось, Для крупнозернистых материалов,
которые обычно обрабатывают на пульсирующих центрифугах,
могут стать неприемлемыми законы ламинарного фильтрова-
ния, что также значительно усложняет раскрытие закономерно-
стей процесса образования осадка и технологический расчет.
На основании экспериментальных исследований и опытной
эксплуатации центрифуг В. П. Сибирко предложил прибли-
7*
99
женные зависимости, описывающие процесс центробежного
фильтрования в центрифугах с пульсирующей выгрузкой осад-
ка [106].
Объем фильтрата, полученного при фильтровании суспензии
на открывающемся чистом сите во время прямого хода обечай-
ки первого каскада, равен
Fi Vp/3,Fta'vcpW, (4.38)
где Р,=2лгРт1Л/; р— УгРспСоЭДсп (2rPTi—йсп); I— число двойных ходов обе-
чайки первого каскада в секунду; a'v ср — среднее удельное объемное со-
противление осадка, м-2; rPTi — радиус первого каскада ротора, м; Д/ — дли-
на хода первого каскада, м.
Объем фильтрата, полученного при фильтровании суспензии
через подслой осадка толщиной hOC2, образовавшийся при пре-
дыдущем обратном ходе обечайки первого каскада, равен
Vz t= Fz («"vcpftoc2/“'vcp«) {1/1 + [а'ксрир/’Р (“"ксрйосг)2! ~ (4.39)
где ^2=лгрт1(2/о—AZ)—среднее значение поверхности фильтрования за
время Ti = l/2i прямого хода, м2; a"vcp — среднее удельное объемное со-
противление подслоя, м~2; /0 — расстояние между толкателем и уравнитель-
ным кольцом, м.
При обратном ходе первого каскада поверхность фильтрова-
ния не меняется, так как не меняется расстояние /о- Толщина
подслоя за это время увеличивается с hlt изображенной на рис.
4-7, а, до ho, показанной на рис. 4-7,6. При этом подслой hi
в течение обратного хода вспучивается до величины h0, которая
обеспечивает передвижение всего осадка по каскаду. Значение
толщины h0 зависит от фактора разделения, толщины осадка
hoc под уравнительным кольцом и длины каскада.
Обозначив среднюю толщину подслоя осадка за время об-
ратного хода через йосз, а удельное сопротивление этого под-
слоя через (/"уср, получим по аналогии с фильтрованием через
подслой во время прямого хода
Vs У= (и'"уср/1осз/и'усри) {”[/1-j-[C4'ycpUp/lp (и Уср^осз)2] 0» (4.40)
где Fa=t2nrpT1l0.
Для использования уравнений (4.38) — (4.40) необходимо
предварительно определить толщину подслоя йосз-
Приближенно йосз может быть определено из зависимости
(4.41). Производительность центрифуги по фильтрату, выде-
ляемому в зоне фильтрования, определяют по (4.42)
йосз« 0,5 (AZ/Z0) {Лх + [2 (Zo/AD - 11 Лое), (4.41)
Q^lVi+^+rs)!. (4.42)
Пропускная способность центрифуги по осадку, при условии
работы машины в нормальном режиме, может быть проверена
по формуле
Goc =* 2фпрлгртх^ос^^Рт (1 еос) (4*43)
где фПр — коэффициент прессуемости осадка в роторе центрифу-
ги, определяемый опытным путем.
100
Рис. 4-7. Физическая модель процесса центробежного фильтрования в цент-
рифугах с пульсирующей выгрузкой осадка:
а — прямой ход обечайки первого каскада ротора; б — обратный ход обечайки первого
каскада ротора
Коэффициент прессуемости зависит от природы осадка. Для
кристаллических материалов значение его составляет 0,5...0,7,
а для волокнистых материалов — 0,2...0,3.
4.3. Фильтрование в центрифугах
с прецессионной выгрузкой осадка
По характеру движения осадка, толщине слоя и времени
пребывания его в роторе прецессионные центрифуги занимают
промежуточное место между центрифугами с центробежной и
пульсирующей выгрузками.
В. Е. Минакер на основании экспериментальных исследова-
ний, проведенных в НИИхиммаше, установил, что на движение
осадка влияет конструкция питающего устройства (дистрибу-
тора) и его размеры, нагрузка по суспензии и ее концентрация,
конструкция сита, углы конусности а и нутации рн ротора и угол
Ф1 трения осадка. Углы a, i0H, фь а также конструктивные осо-
бенности сита определяют условия движения осадка на сите.
Остальные из указанных параметров определяют, так называе-
мый, начальный транспортный импульс суспензии.
Большинство исследователей считает, что выгрузка осадка
происходит в определенной зоне ротора, прилегающей к обра-
зующей конуса, наклоненной к вертикали под углом «+рн. На
противоположном участке ротора (зона покоя) выгрузка не
идет или идет крайне медленно. Это означает, что в прецесси-
онных центрифугах следует обрабатывать материалы, для
которых справедлива гипотеза сухого трения, т. е. сила трения
пропорциональна нормальной реакции.
Поскольку реальный процесс движения осадка в роторе
прецессионной центрифуги представляется весьма сложным,
при аналитическом описании этого процесса вводят некоторые
допущения и упрощения, в частности, рассматривают движение
не всего слоя, а его осредненной частицы.
101
Рис. 4-8. Расчетная схема прецессирующего ротора
Рис. 4-9. Зависимость угла трения (р, от отношения Vi скоростей вращения
ротора (а=15°):
1, 2, 3, 7, 8, 9 — при ₽н=5° и соответственно То=—л/2; —Л/З; —л/6; +л/6 +Л/3; +Л/2;
4. 5, 6 — при рк=Ги соответственно т0=—л/2; 0; +п/2
Ротор, представляющий собой усеченный конус (рис. 4-8),
вращается с угловой скоростью го вокруг собственной оси (ско-
рость ротации) и со скоростью Q относительно вертикальной оси
(скорость прецессии). Угол рн между осью ротора и верти-
кальной осью называют углом нутации.
В. Е. Минакер и И. А. Файнерман разработали основы рас-
чета центрифуг прецессионного типа (ЮТ, 108]. Ими составле-
ны и решены численным методом системы дифференциальных
уравнений движения дискретной материальной точки, описы-
ваемого законом сухого трения.
Анализ решений системы уравнений показал, что в прецес-
сионной центрифуге возможны режимы движения осадка, ана-
логичные режимам, характерным для виброцентрифуг, при ко-
торых частица периодически или непрерывно двигается к широ-
кому или узкому краю ротора. Поскольку для большинства ма-
териалов в прецессионных центрифугах при рп^5о
частицы осадка могут двигаться только к широкому краю ро-
тора непрерывно или с остановками. Так как в последнем слу-
чае время пребывания осадка в роторе более значительно, пе-
риодический режим движения представляет наибольший инте-
рес. При периодическом режиме в зависимости от а, §н, <pi и vi
общее безразмерное время центрифугирования тц (продолжи-
тельность пребывания частицы в роторе) изменяется в широком
диапазоне от тц<10 до тц>104 (здесь vi = Q/co). В этом режи-
ме движения осадка выгрузка происходит не по всей окружно-
сти ротора, а в определенной зоне (зоне движения) ;[ 108].
102
Авторы работ [107, 108] получили приближенные аналити-
ческие зависимости для расчета времени центрифугирования и
производительности
тц =1 [4л (1 — ХО)]/(Т* — т0) Vo sh |Ц- Xj (xk — т0) j, (4.44)
где х0—начальный безразмерный радиус-вектор ротора; т0 — начальное
время (угловая фаза) центрифугирования, которое наиболее удобно опре-
делять графически из рис. 4-9; тк=5,11—2,38 т0 — конечное время (угловая
фаза) периода (зоны) движения;
Хх s='|/40v12sin(a -р Рн)-р 2X0Vi sina+ Bosina,
. sin (а + рн — фх) „ sin (а — cpj
u cosq>! ’ u cosqjj
Если принять, что dx/dx линейно зависит от т, причем за-
висимость кососимметрична относительно значения (xk—т0)/2,
что правомерно при tq>0, получим
тц ,= [4л (1 — -КоЯ/Р-!2 (xk — т0)2 Х1*(х0 — X/)], (4.45)
где X1*=^4oVi2x4cosasinpH; хц— безразмерный радиус — вектор сечеиия ро-
тора, проходящего через центр прецессии.
Производительность центрифуги по осадку приближенно
можно определить, используя тц из (4.44) или (4.45)
Goc t= рослО2х00Лос.н К1 — *о)/2тц sin a], (4.46)
где йос.н — толщина слоя осадка в зоне загрузки.
Глава 5
Промывка осадка в фильтрующих
центрифугах
Промывка осадка — это процесс извлечения фильтрата
(или фугата) из пор осадка другой жидкостью, называемой
промывной. Промывка осадка нужна в тех случаях, когда его
твердые частицы должны быть освобождены от жидкой фазы
или растворенных в ней веществ, а также когда жидкая фаза
или растворенные в ней вещества являются ценными продук-
тами.
Как и на фильтрах [86], осадок промывают в центрифугах
двумя принципиально различными способами: а) в центрифу-
ге, где он образовался, пропуская через него промывную жид-
кость (промывка вытеснением); б) в специальном резервуаре,
куда его выгружают из центрифуги и перемешивают с промыв-
ной жидкостью, после чего полученную суспензию разделяют в
центрифуге (промывка разбавлением).
Первый способ используют практически только в фильтрую-
щих центрифугах, второй — как в фильтрующих, так и в оса-
дительных центрифугах.
103
Преимущество промывки осадка в фильтрующих центрифу-
гах— относительно малое содержание жидкой фазы суспензии,
остающейся в осадке перед его промывкой. Это значит, что да-
же при той же эффективности процесса промывки остаточное
содержание извлекаемого вещества будет ниже, чем при цент-
робежном осаждении или обычном фильтровании [109].
Во время промывки осадка протекают два или три типа
разнохарактерных процессов — гидродинамический, диффузион-
ный и коллоидно- или физико-химический [85].
5.1. Гидродинамические закономерности
процесса промывки
При установившемся режиме промывки скорость течения
промывной жидкости, которую обычно называют скоростью про-
мывки, может быть выражена из основного уравнения центро-
бежного фильтрования (3.2) несжимаемого осадка
Чпр •= Hip/Tnpfрт *= [<1)2 (г2рт — ro2)]/2'vnp [грткКср 1п (грт/гос) + 31 • (5-1)
Отметив ненадежность теоретического определения удель-
ного сопротивления осадка «уср, авторы работы [ПО] предло-
жили связать уравнение, определяющее производительность
фильтрующих центрифуг при промывке, не с удельным сопро-
тивлением осадка, а с такими легко определяемыми характери-
стиками, как дисперсность осадка, его пористость и физические
свойства жидкости (плотность и вязкость).
Использовав метод локальных осреднений '[111], при кото-
ром слой дисперсного материала, содержащий вязкую жид-
кость, можно представить в виде однородной жидкости с дина-
мическими свойствами, равными местным средним свойствам
исходного слоя материала, авторы работы [110] получили сле-
дующее уравнение:
Vnp 1= [со® (г®рт —гог)Л'пр''рт 1п (Грт/Гос)] 1еос1,5/(1 — еос) /т2] X
X [1 —(1,291/1—еос/бос1,®6) th (0,774еос1-26/1/1—eoC)L (5.2)
Это уравнение предлагается применять для расчета произ-
водительности центрифуг при промывке кристаллических осад-
ков в тех случаях, когда известны лишь такие характеристики,
как удельная поверхность частиц и пористость осадка.
Уравнения (5.1) и (5.2) были выведены при граничных ус-
ловиях
Р|г«г *=Р“®(г®ос — Го2)/2 и р|г=г »=0- (5-3)
г ос I рт
С использованием этих граничных условий можно получить
следующее уравнение для определения давления в осадке (со-
противлением фильтрующей перегородки пренебрегаем):
Р«=(Рж«»2/2) [(г2-Го2)-(г2рТ-Го2) 1пП(^/г^) ]- <5-4)
104
Расчеты по этой формуле иногда дают отрицательные зна-
чения давления (вакуум) в слое осадка. На возможность воз-
никновения вакуума в осадке еще в 1962 г. обратили внимание
Н. А. Урсов [112] и несколько позже Б. Н. Терешин [113]. По-
дробно это явление исследовал В. Г. Жуков.
В последние годы появились его публикации, уточняющие
аналитическое решение задачи центробежной промывки введе-
нием новых граничных условий течения жидкости в осадке
[114, 115], а именно
(№)|г=Чр^° и Р|г=гфр-0. (5.5)
В работах В. Г. Жукова введено понятие радиуса г$р фрон-
та деления сплошного потока жидкости в осадке на струи. По-
лученные формулы дополняют уже известные зависимости в
определенных режимах течения. Важное значение имеет фор-
мула
гв =* ''Фр V1 — 2 In (гфр/гос)» (5.6)
показывающая связь геометрических параметров процесса, ко-
торая не зависит от физико-механических свойств жидкости и
осадка, а также и от угловой скорости ротора.
Для предотвращения струйного режима течения промывной
жидкости в осадке необходимо соблюдать условие ГфР^грт.
При этом скорость промывки может быть определена по фор-
муле (5.7), а минимальное значение радиуса осадка по форму-
ле (5.8)
vnp>=o2rPT/vnpaVcp, (5.7)
r°cmln ГРТ ехр —<5'8)
Величина ГоС1П1п соответствует наибольшей толщине кольце-
вого слоя осадка, при котором в роторе отсутствует струйный
режим течения [П4].
5.2. Одноступенчатая промывка
методом вытеснения
Такой вид промывки применяют, если осадок легко про-
мывается или когда нет необходимости в-получении концентри-
рованного раствора вещества, извлекаемого из осадка, в про-
мывной жидкости [86].
По современным воззрениям [109] одноступенчатая про-
мывка протекает в три стадии: поршневое вытеснение, механи-
ческое увлечение, молекулярная диффузия.
В течение первой непродолжительной стадии вытесняется
жидкая фаза из пор осадка промывной жидкостью. Эта стадия
характеризуется постоянной концентрацией, равной концентра-
ции растворенного вещества в жидкой фазе суспензии.
105
Вторая стадия — промежуточная, в ней одновременно проте-
кают гидродинамические и диффузионные процессы с преобла-
данием механического увлечения фильтрата потоком промыв-
ной жидкости. Период увлечения начинается в момент прорыва
промывной жидкости из каналов с наибольшим сечением и за-
канчивается при выходе струек промывной жидкости из наибо-
лее стесненных каналов. Стадия относительно продолжитель-
ная и характеризуется плавным снижением концентрации вы-
текающей промывной жидкости.
В течение третьей стадии происходит непрерывный массо-
обмен между жидкой фазой суспензии, оставшейся в глухих
каналах или между наиболее упорной частью пленки исходного
раствора в сквозных каналах осадка, и промывной жидкостью.
Движущая сила стадии — разность концентрации взаимодейст-
вующих жидкостей. Стадия длительная и характеризуется низ-
кой и медленно изменяющейся концентрацией вытекающей из
осадка промывной жидкости.
Осадок в роторе фильтрующей центрифуги периодического
действия обычно промывают в конце второго периода центро-
бежного фильтрования, т. е. до удаления пленочной жидкости.
По нашему мнению, в некоторых случаях промывную жид-
кость целесообразно подавать в момент, когда свободная по-
верхность жидкой фазы суспензии достигнет внутренней по-
верхности осадка, т. е. до проникновения воздуха в поры
осадка.
На практике используют два метода промывки вытеснением:
метод заполнения и метод разбрызгивания ![116].
При методе заполнения промывную жидкость подают со
скоростью большей, чем скорость промывки. В результате над
осадком образуется слой промывной жидкости. Преимущество
этого метода заключается в том, что гарантированно обеспечи-
вается контакт промывной жидкости со всей внутренней по-
верхностью осадка и достигается высокая скорость промывки.
Этот метод особенно эффективен при отмывке осадкй от высо-
ковязкого фильтрата. Промывку методом заполнения использу-
ют только в центрифугах периодического действия.
Если требуемый объем промывной жидкости составляет ме-
нее 30% от объема твердой фазы осадка, применяют метод раз-
брызгивания промывной жидкости. В фильтрующих центрифу-
гах непрерывного действия осадок промывают только этим ме-
тодом.
Согласно формулам (5.1) и (5.2) скорость промывки про-
порциональна квадрату угловой скорости ротора. В действи-
тельности эта зависимость подтверждается только для несжи-
маемых осадков. На рис. 5-1 показан график dV/dx = f(n), по-
строенный по экспериментальным данным, полученным при
промывке сжимаемого осадка толщиной 31 мм на центрифуге
диаметром 300 мм. Для сжимаемых осадков тангенс угла на-
клона прямой в логарифмических координатах обычно мень-
106
Рис. 5-1. Зависимость скорости промывки
от скорости вращения ротора центрифуги
Рис. 5-2. Зависимость остаточного содер-
жания растворенного вещества от расхода
промывной жидкости
ше 2, причем при высоких скоростях вращения ротора линия
имеет кривизну [117]. Таким образом, для сжимаемых осадков
увеличение давления приводит к снижению проницаемости слоя.
На рис. 5-2 приведены экспериментальные кривые зависи-
мости остаточного содержания сд растворенного вещества от
расхода промывной жидкости т (в кг на 1 кг сухого осадка)
[|И7]. Кривая 1 относится к крупнозернистому высокопористо-
му материалу, содержащему 60% частиц крупнее 360 мкм;
кривая 2 — к среднезернистому материалу средней пористости,
содержащему 20% частиц крупнее 360 мкм. Обе кривые отно-
сятся к осадку, который формировался и промывался при фак-
торе разделения Fr'=400. Кривая 3 относится к среднезернис-
тому осадку, который формировался при факторе разделения
Fr'= 100 и промывался при факторе разделения Fr'=400. Как
видно из рисунка, промывка осадка средней пористости про-
текает более эффективно, чем осадков высокой пористости,
причем среднезернистые осадки, мало уплотненные в процессе
формирования, промываются наиболее эффективно. Приведен-
ные на рис. 5-2 кривые наглядно иллюстрируют влияние грану-
лометрического состава твердой фазы и степени уплотнения
или проницаемости осадка, а также расхода промывной жидко-
сти на результаты промывки '[109].
Высокая скорость промывки крупнозернистых несжимаемых
осадков способствует образованию каналов и снижению эффек-
тивности процесса. Низкая скорость промывки — следствие пе-
реуплотнения сжимаемого осадка, также ведет к ухудшению
результатов. В связи с этим скорость промывки в каждом слу-
чае подбирают экспериментально.
Большое влияние на результаты промывки оказывает про-
должительность образования осадка в роторе. Обычно осадки,
полученные при центробежном фильтровании разбавленных сус-
пензий, промываются хуже, чем осадки, образованные из более
концентрированных суспензий. Поэтому малоконцентрированные
107
суспензии целесообразно подвергать предварительному сгу-
щению.
Наиболее качественная промывка достигается на фильтрую-
щих центрифугах периодического действия. В этих центрифугах
осадок соприкасается со слоем промывной жидкости. Менее
эффективную, но во многих случаях приемлемую с производст-
венной точки зрения промывку обеспечивают фильтрующие
центрифуги непрерывного действия, в первую очередь — двух-
каскадные центрифуги с пульсирующей выгрузкой осадка. Про-
мывку осадка в фильтрующих центрифугах со шнековой и с
центробежной выгрузкой осадка применяют гораздо реже в
связи с малым временем пребывания осадка в роторе. В цент-
рифугах непрерывного действия поверхность осадка орошается
промывной жидкостью в виде капель, что приводит к возникно-
вению в порах осадка двухфазного потока жидкость — воздух.
Многоступенчатая фильтрационная, а также репульпацион-
ная промывки осадков нами здесь не рассматривадотся. Эти
процессы всесторонне рассмотрены в монографии О. Л. Брука
[109].
Глава 6
Обезвоживание осадка в центрифугах
6.1. Обезвоживание осадка в фильтрующих центрифугах
периодического действия
После накопления и промывки осадка его обезвоживают.
Эта стадия в соответствии с принятой классификацией протека-
ет в течение второго и третьего периодов процесса центробеж-
ного фильтрования.
Второй период процесса начинается в момент, когда зер-
кало жидкости достигает внутренней поверхности осадка. При
этом в его порах начинают образовываться мениски и возника-
ет капиллярное давление. Этот период заканчивается, когда
первые порции воздуха проникают через слой осадка.
Третий период условно подразделен нами на две стадии.
Первая стадия характеризуется движением в порах осадка
жидкости и воздуха, вторая — движением практически одного
только воздуха.
Механизм процесса обезвоживания осадка во втором перио-
де довольно сложный. В течение этого периода продолжается
уплотнение осадка, сопровождающееся выжиманием жидкости
из пор, опускание уровня гравитационной жидкости и следую-
щее за ним пленочное течение. Перечисленные элементы про-
цесса протекают взаимосвязанно.
Не менее сложную картину представляет и характер про-
текания третьего периода процесса центробежного фильтрова-
108
ппя. Пленочное течение жидкости и остаточная влажность осад-
ка зависят от размеров и формы поровых каналов, характера
укладки частиц, изменения пористости и удельной поверхности
по толщине осадка, угла смачивания и других термодинамиче-
ских явлений, неизбежно возникающих в дисперсных системах
при освобождении части поверхности. Эти параметры осадка
определяются условиями его формирования, физико-химически-
ми свойствами суспензии, степенью влияния суффозии и рядом
других факторов, количественная оценка которых затруднитель-
на. Из сказанного следует, что определить остаточную влаж-
ность осадка и продолжительность центробежного отжима,
обеспечивающую заданную степень осушки осадка, расчетным
путем можно только приближенно.
Вместе с тем, теоретический анализ и экспериментальное
изучение кинетики процесса центробежного отжима осадка не-
обходимы, так как они позволяют глубже уяснить физические
закономерности протекания этого процесса и условия проведе-
ния его в оптимальном режиме. Более глубокое представление
о физической картине процесса центробежного обезвоживания
может предопределить рациональные направления развития от-
дельных типов центрифуг. Достаточно сказать, что до последне-
го времени оставался не выясненным вопрос о том, какой из
факторов оказывает преимущественное влияние на достижение
заданной конечной влажности осадка — фактор разделения или
длительность отжима.
Деление процесса обезвоживания осадка на два периода
носит несколько условный характер, так как уже во втором
периоде начинают проявляться элементы (пленочное течение
жидкости), характерные для третьего периода центробежного
фильтрования. Поэтому второй и третий периоды часто объеди-
няют в один и называют центробежным отжимом осадка.
Несмотря на указанную выше сложность этого процесса,
для облегчения его анализа можно внести некоторые упрощаю-
щие допущения. Так, проведенные нами эксперименты показа-
ли, что при центрифугировании суспензий малой и средней
концентрации с минимальным размером частиц более 10 мкм и
относительно невысокой вязкостью жидкой фазы уплотнение
осадка заканчивается практически уже в первом периоде про-
цесса. Поэтому влияние уплотнения осадка на степень его обез-
воживания в большинстве случаев можно не принимать во
внимание [1].
Свойства осадков в значительной степени зависят от форм
связи содержащейся в них влаги. Все формы связи делят на
три группы: химическая, физико-химическая и физико-механи-
ческая. Влага, удерживаемая химической и физико-химической
формами связи, в процессе центрифугирования не удаляется и
останавливаться на этих видах влаги мы не будем.
Физико-механическими формами связи удерживается пле-
ночная, капиллярная и свободная влага. Пленочная влага об-
109
разуется прилипанием жидкости при непосредственном сопри-
косновении с поверхностью твердого вещества. Наличие этой
влаги обусловлено связью смачивания, при которой поверхно-
стное натяжение характеризуется углом смачивания 6 <90°.
Капиллярная влага удерживается в пористой среде капилляр-
ными силами, возникающими на границе соприкосновения трех
фаз — твердой, жидкой и газообразной. Следовательно, капил-
лярная влага может существовать только при наличии границы
раздела, т. е. при неполном смачивании пористой среды. Капил-
лярную влагу можно подразделить на влагу, находящуюся в
микропорах (размер пор менее 0,1 мкм) и в макропорах (бо-
лее 0,1 мкм). При механических способах обезвоживания влага
из микропор не удаляется. Влагу в макропорах, в свою очередь,
подразделяют на поровую связанную и поровую несвязанную.
Поровая связанная влага находится вблизи точек контакта
твердых частиц и ее называют также капиллярно-стыковой вла-
гой. Скопление капиллярно-стыковой влаги иногда называют
жидкостной манжетой.
Поровая несвязанная влага находится в пространстве меж-
ду твердыми частицами. Эту влагу называют также влагой ка-
пиллярного подъема или капиллярно-подвижной влагой.
Свободную влагу обычно называют гравитационной, даже
если в ее перемещении принимают участие не только силы тя-
жести.
При механическом обезвоживании всю влагу из пористой
среды удалить невозможно. В качестве теоретического предела
обезвоживания данной пористой среды, который может быть
достигнут путем использования только механических способов,
предложено принять так называемую максимальную моле-
кулярную влагоемкость (ММВ) '[118]. В работе [118] приве-
дены также методы определения ММВ.
Содержание влаги в осадке может быть выражено массовой
(или объемной) влажностью, массовым (или объемным) вла-
госодержанием, а также насыщенностью [1].
Аналитические зависимости для приближенного определения
насыщенности или влагосодержания осадка обычно базируются
на той или ивой модели пористой среды. Наибольшее распрост-
ранение получили две модели пористых сред: модель уложен-
ных сфер и капиллярная модель. Если первая рассматривает
частицы скелета, то вторая основана на описании размера и
формы пор. Эти модели, каждой из которых присущи опреде-
ленные недостатки, в известной степени дополняют одна дру-
гую.
Наиболее простые из капиллярных моделей — модели из
прямых и параллельных капилляров постоянного сечения. Мо-
дели такого типа не являются изотропными. Предложены раз-
личные модификации моделей параллельных капилляров [119],
в которых сделана попытка устранить этот недостаток.
Для получения аналитических зависимостей насыщенности
ПО
осадка используют практически только модели параллельных
капилляров постоянного или переменного сечения. Модели уло-
женных сфер используют обычно только для получения зави-
симостей содержания капиллярно-стыковой влаги.
Рассмотрим процесс отжима гравитационной жидкости, ис-
пользуя модель прямых и параллельных капилляров постоянно-
го сечения. В первом приближении будем полагать, что после
отхода гравитационной жидкости в порах осадка остается толь-
ко связанная влага.
По установившимся представлениям отход гравитационной
жидкости сопровождается перемещением поверхности насыще-
ния с радиуса гос, до радиуса грт—Лк. где hK — высота капил-
лярного подъема жидкости у основания осадка, определяемая
капиллярным давлением.
Предполагается, что движущая сила процесса в течение все-
го периода отхода гравитационной жидкости меньше гидроста-
тического напора на величину капиллярного давления, развив-
шегося в результате появления менисков.
Интегрирование дифференциального уравнения, описываю-
щего отход гравитационной жидкости из осадка, приводит к
следующей зависимости [120]
[ г (1 _ g) sK ъ
S 1 — |<о2Грт'Г/'У<х^СреосЛос *+-№ (61)
где Е—доля пор, занятых пленочной и капиллярно-стыковой влагой, кото-
рая в данном случае принята постоянной.
Из уравнения (6.1) следует, что при постоянных значениях
g, SCB и SK насыщенность осадка в зависимости от времени
уменьшается по линейному закону.
В соответствии с исходными предпосылками обезвоживание
осадка после отхода гравитационной жидкости прекращается,
так как в осадке должна оставаться только связанная влага.
Тогда, подставляя в уравнение (6.1) SCB вместо S и принимая
во внимание, что в этих условиях 1—£=(1—SCB)/(1—SK) нахо-
дим продолжительность второго периода процесса
т21= (тсхусреос/1ос/о)2гр7) [(1 SCb)/(1 — SK)]« (6-2)
Экспериментальная проверка показала, что в начальный пе-
риод обезвоживания насыщенность действительно уменьшается
линейно в зависимости от времени, а затем отход гравитацион-
ной жидкости замедляется и по истечении времени т2 насыщен-
ность не снижается до значения SCB (рис. 6-1).
Причина такого расхождения — пленочное течение части
гравитационной жидкости вслед за прохождением уровня насы-
щения через слой осадка, тогда как уравнение (6.1) предпо-
лагает участие в движении фронта насыщения всей массы гра-
витационной жидкости.
Осадки (с частицами размером более 10 мкм), образующие-
ся в результате центробежного фильтрования, можно условно
111
Рис. 6-1. Зависимость насыщенности осадка пылевидного кварца от продол-
жительности центрифугирования при различных факторах разделения:
1 — Fr'=32; 2 — Fr' = 127; 3 — 286; 4 — 509; 5 — 796; 6 — Fr' = U46
Рис. 6-2. Зависимость насыщенности осадка пылевидного кварца от фактора
разделения при различной продолжительности центрифугирования:
1—т01Н=2 мин; 2—4 мин; 3 — 6 мин; 4—10 мин; 5 — 20 мии; 6 — 60 мин; 7 — 300 мин
подрезделить на три группы: легко-, средне- и труднофильтруе-
мые. К первой группе отнесем осадки со средним объемным
удельным сопротивлением менее 1012 м-2, ко второй группе —
с удельным сопротивлением 10,2...1014 м~2 и к третьей группе —
более 1014 м-2.
Расчеты по уравнению (6.2) показывают, что продолжи-
тельность периода наиболее интенсивного отхода гравитацион-
ной жидкости для осадков третьей группы может составлять
более 5 мин, второй группы — менее 1 мин и первой — всего
несколько секунд.
В связи с этим уравнением (6.2) можно использовать для
грубой оценки продолжительности второго периода процесса
при центрифугировании труднофильтруемых осадков. В осталь-
ных 'Случаях доля времени отхода основной массы гравитацион-
ной жидкости в общей продолжительности процесса обезвожи-
вания осадка относительно невелика и ее можно не учитывать.
Для осадков первой группы, у которых превалирует пленоч-
ное течение жидкости, Неннигер и Сторроу предложили следу-
ющую зависимость:
S t= Sa, -р 2/3 (/о/8ос) ('',Лос/ш2Гср'сотж)1^2 (1 — SK)S'2, (6-3)
где St» — остаточная насыщенность, не отделяемая при данной напряжен-
ности центробежного поля и неограниченном времени отжима (Sc в =S~
при Тот:к-*О°).
В этом уравнении в слагаемом, учитывающем пленочную
влагу, была допущена ошибка, которая приводит к неверному
112
результату при малом времени отжима. Выяснению указанного
недостатка и получению правильной формулы для пленочной
влаги посвящена работа [121]. Предложена формула для опре-
деления насыщенности осадка при малой продолжительности
обезвоживания в поле тяжести (учитывается только пленочная
влага)
S (/о/еос) [^0 (^о^^отж/т/^ос)] Тотж (^qc'V/S^o2)> (6-5)
где ho — полуширина канала при моделировании пористой среды системой
плоских каналов.
Автор работы [121] отмечает, что при тОтж, больших, чем
правая часть неравенства (6.5), работает формула Неннигера—
Сторроу.
К сожалению, формулы (6.4) и (6.5) на практике невозмож-
но использовать из-за неопределенности значения h0.
Используя формулу Козени — Кармана
«V *= [/т (1 - еос)12/0,2е«ос (6.6)
и принимая во внимание, что fT=fo/(l—еос), преобразуем урав-
нение (6.3) к виду
s t= + 0,3 V(1 — Sk)s/Fo, (6.7)
где Fo — безразмерный фактор центробежного отжима осадка.
Fot=Fr'gTOT>K/vaVcp/ioceoc- (6.8)
Фактор центробежного отжима осадка объединяет перемен-
ные, влияющие на движение влаги в порах осадка.
Одно из преимуществ капиллярной модели — возможность
описания ее непрерывной функцией распределения. В качестве
такой функции может быть принято обобщенное распределение
Больцмана, которое определяется уравнением
/ (dn) => (ydn/dn2) exp [-1/2 (dn/dn)2], (6.9)
где y=2eOc/ndn2; dn— диаметр цилиндрической поры; dn— диаметр пор,
для которого функция распределения имеет максимум.
На основании этой модели получены уравнения для опреде-
ления насыщенности осадка в зависимости от напряженности
центробежного поля и продолжительности отжима [122]
StzS^+ll/B/D^fexpt-B^-lVn (1 —erf V^)/21}, (6.10)
где B2(1/jDi)+£toth<; В^КпнО^ртрж^ос/еосО^оз2©; Кпв— коэффициент
проницаемости, м2; £=а2со520/2р/13Оср>к<о2Грт.
Остаточную насыщенность, не отделяемую при данной на-
пряженности центробежного поля и неограниченном времени
отжима, определяют следующим уравнением
5«, 1= 1 — exp (—1/£>ж) + (УГ/2 Vol) [1 — erf (1/1/dJ]. (6.11)
Проверка этих формул показала удовлетворительную сходи-
мость расчетных и экспериментальных данных [122].
8-658 и я
В литературе предложена также модель пористой среды,
представляющая собой систему периодически суживающихся и
расширяющихся каналов неправильной формы [123].
Предполагая двухфазное течение жидкости и воздуха в по-
рах осадка и используя понятия об относительных проницаемо-
стях по жидкости и воздуху, можно вывести следующее урав-
нение кинетики обезвоживания [124]:
( Г (°i — 1) Fo l-i/fai-D]
St=l — (1-SCB) 1- 1+ Ч '-------- [. (6.12)
I I Л ° С В 1 I
При «1 = 3 и 5св=5т=зоо' наблюдается хорошая сходи-
мость расчетных значений S, найденных по формуле (6.12) и
полученных нами экспериментальных данных при центрифуги-
ровании осадка поливинилхлорида (ПВХ) в закрытых фильт-
рующих стаканах. Относительная ошибка не превышала 7%.
Значение приведенных выше уравнений состоит не столько в
возможности проведения предварительного расчета, сколько в
установлении относительного влияния отдельных факторов на
кинетику процесса обезвоживания. Эти уравнения в основном
правильно отражают физическую картину процесса центробеж-
ного обезвоживания осадка, причем важно то обстоятельство,
что, как видно из уравнения (6.3), при неограниченном увели-
чении времени отжима насыщенность S асимптотически прибли-
жается к предельной S=Soo. Это было подчеркнуто также в ра-
боте [92].
Как видно из уравнения (6.7), важную роль в процессе обез-
воживания осадка играет фактор центробежного отжима. Рас-
смотрим влияние на кинетику обезвоживания осадка отдельных
параметров, входящих в выражение этого фактора.
Согласно формуле (6.8) повышение фактора разделения Fr'
и увеличение продолжительности отжима осадка тОтж должны
приводить к снижению его насыщенности. Графики на рис. 6-1
и 6-2 подтверждают эти зависимости. Указанные зависимости
общеизвестны, поэтому остановимся только на некоторых ха-
рактерных особенностях влияния Fr' и тотж на остаточную на-
сыщенность.
Анализ графиков свидетельствует о том, что характер влия-
ния Fr' и Тотж на кинетику процесса обезвоживания существен-
но различен. При Fr'=const и неограниченном увеличении тОТж
насыщенность асимптотически приближается к некоторому пре-
дельному значению, определяемому фактором разделения.
Дальнейшее снижение насыщенности без увеличения фактора
разделения невозможно.
Таким образом, фактор разделения предопределяет некото-
рое предельное значение насыщенности, а тОтж — степень при-
ближения к этому предельному значению [1].
Рассмотрим поведение влаги различных видов и распреде-
ление ее по толщине осадка. Для этого составим уравнение ма-
териального баланса влаги в осадке, выраженное в насыщен-
114
ности, для момента времени, когда течение гравитационной
жидкости приняло пленочный характер
S = Sbh + Хпл.м + Sct + SK Srp; (6.1.3)
здесь S=1—(Vcc/Vn), где Усб/Vn — отношение свободного от жидкости
объема пор к общему объему nop; Sвн ~~~ насыщенность влагой, р асполо-
женной в узких щелях внутри частиц и в микропорах (размер пор менее
0,1 мкм); Хпл.м — насыщенность пленочной влагой, которая удерживается на
поверхности частиц остаточными молекулярными силами; SCT — насыщенность
капиллярно-стыковой влагой; SK — насыщенность влагой капиллярного
подъема; Srp — насыщенность пленочной- гравитационной (подвижной) вла-
гой.
Насыщенность всех видов выражена как отношение объема
пор, занятого соответствующим видом влаги, к общему объему
пор.
Рассмотрим качественное влияние слагаемых уравнения
(6.13) на насыщенность осадка.
Влага, находящаяся в узких щелях частиц и в микропорах,
в процессе центрифугирования не отделяется.
Гравитационная влага перемещается из мест с большей тол-
щиной пленки в места с меньшей ее толщиной. Перемещение
гравитационной пленочной влаги продолжается до наступления
равновесного состояния при данных условиях обезвоживания,
после чего на поверхности частиц остается только тонкая плен-
ка, удерживаемая остаточными молекулярными силами. Коли-
чество остаточной пленочной влаги 5пл.м зависит от удельной
поверхности пор, шероховатости частиц и физических свойств
материала твердой фазы.
Вблизи мест контакта частиц, покрытых пленочной влагой,
накапливается капиллярно-стыковая влага, а в макропорах,
меньших определенного размера, удерживается влага капил-
лярного подъема.
Определить раздельно содержание пленочной и капилляр-
но-стыковой влаги опытным путем практически невозможно,
поэтому их рассматривают совместно. Зависимость для опреде-
ления суммарного содержания этих видов влаги предложена
Бателем i[ 120]:
5пл.м -f- Sct [(1 Гос)/Гос] [(ч C0S 6/ёРж) (/т/^ср I?ГТр) 1°’25• (6- 14)
Для средней высоты капиллярного подъема жидкости в по-
лидисперсных системах предложена приближенная формула
[Д20]
hK t= (ао cos e/gpKFr'cp) (/0М2среос)1/3, (6-15)
где а — экспериментальная константа.
Анализ уравнения (6.13) с учетом формул (6.14) и (6.15) по-
казывает, что влияние фактора разделения на конечное содер-
жание влаги не одинаково для различных ее видов. Так как от-
носительное количество влаги капиллярного подъема зависит от
фактора разделения в первой степени, то его увеличение должно
8*
115
Рнс. 6-3. Распределение влаги по
толщине осадка ПВХ после цент-
рифугирования в закрытых стака-
нах (тОтж = 300 мин, Лос=53мм):
f_Fr'=65; 2 — 89; 3—131; 4— 181;
5 — Fr'=407
сказывать главным обра-
зом на содержании этого
вида влаги. На остаточное
содержание пленочной и ка-
пиллярно-стыковой влаги
фактор разделения согласно
формуле (6.14) влияет зна-
чительно меньше. Следует
отметить, что центробежные силы оказывают существенное
влияние на удаление капиллярно-стыковой влаги только из
жидкостных манжет, расположенных радиально. Жидкостные
манжеты, расположенные тангенциально, подвергаются слабо-
му действию центробежных сил. Это одна из причин, из-за че-
го капиллярно-стыковая влага удаляется труднее, чем влага
капиллярного подъема.
Экспериментальная проверка распределения влаги по тол-
щине осадка показала, что как в закрытых стаканах (рис. 6-3),
так и в открытых (рис. 6-4) насыщенность возрастает от свобод-
ной поверхности осадка в направлении фильтрующей перего-
родки.
Опыты проводили в закрытых стаканах, чтобы исключить
воздействие воздушного потока через поры осадка. Во избежа-
ние возникновения вакуума при уменьшении объема загрузки в
процессе отжима в стаканах предусмотрены отверстия, сообща-
ющие верхнюю часть внутренней полости фильтрующего ста-
кана с внутренней полостью сборника фильтрата.
Осадок разрезали на слои в центробежном поле (без сниже-
ния скорости вращения центрифуги) с помощью специально
сконструированного Е. С. Шуваловой прибора.
Разделим условно оса-
док по толщине на две зо-
ны: высокой и низкой насы-
щенности. Для фактора раз-
деления более 100 такое де-
ление не вызывает затруд-
нений. В первой зоне, при-
Рис. 6-4. Распределение влаги по
толщине осадка ПВХ после цент-
рифугирования в открытых ста-
канах (Тотж = 300 МИН, Лос =
=53 мм):
1 — Fr'=65; 2 — 89; 3 — 131; 4—181;
5 — Fr'=407
116
легающей к фильтрующей перегородке, преобладает влияние
влаги капиллярного подъема, а во второй — капиллярно-стыко-
вой и пленочной влаги.
Согласно формуле (6.15) высота капиллярного подъема при
центрифугировании конкретного осадка зависит только от фак-
тора разделения. Следовательно, длина зоны высокой насыщен-
ности с увеличением фактора разделения должна сокращаться,
что видно из графиков на рис. 6-3. Эти же графики подтвержда-
ют ранее высказанное утверждение о том, что изменение факто-
ра разделения сказывается главным образом на содержании
влаги капиллярного подъема и в значительно меньшей степе-
ни — капиллярно-стыковой и пленочной влаги (кривые 2 и 3 на
рис. 6-3). Приведенные графики свидетельствуют также о том,
что высота капиллярного подъема жидкости в осадке не одно-
значна.
Влияние толщины слоя осадка носит более сложный харак-
тер.
С точки зрения кинетики процесса увеличение толщины осад-
ка должно отрицательно сказываться на эффективности обезво-
живания. С другой стороны, при значительной неравномерности
распределения влаги в осадке увеличение его толщины должно
приводить к снижению средней насыщенности.
Следовательно, толщина осадка может влиять на эффектив-
ность обезвоживания как положительно, так и отрицательно,
в зависимости от характера распределения влаги в осадке.
Неравномерность распределения влаги в осадке зависит
главным образом от фактора разделения, угла смачивания 6,
дисперсности твердой фазы и продолжительности отжима.
На основании анализа результатов проведенных экспери-
ментов характер процесса центробежного отжима осадка можно
представить следующим образом.
Как только зеркало жидкости пройдет уровень внутренней
поверхности осадка, в поры осадка начинает проникать воздух.
Капиллярное давление, возникающее вследствие образования
менисков, зависит от размера пор. Оно меньше атмосферного и
создает дополнительное сопротивление движению жидкости в
порах осадка.
С появлением капиллярного давления из-за разнообразия
размеров поперечных сечений пор равномерное по сечению
осадка движение жидкости нарушается. Опорожнение пор, на-
ходящихся па одном уровне, проходит неодновременно. Прежде
всего опорожняются наиболее крупные поры и на их стенках
остается только пленка гравитационной влаги, постепенно сте-
кающей вслед за основным потоком. Причем сеть сообщающих-
ся крупных пор может очень быстро создать в каком-нибудь
месте свободный сквозной канал для прохода воздуха. Из пор
меньших размеров гравитационная жидкость отходит медлен-
нее, а в мелких и тупиковых порах жидкость остается непо-
движной.
117
Таким образом, по мере развития процесса центробежного
обезвоживания поверхность насыщения, представляющая собой
границу между жидкой и газовой фазами, оказывается размы-
той.
После окончания отхода гравитационной жидкости в осадке
остается влага, защемленная в тупиковых каналах, пленочная
влага, капиллярно-стыковая влага и влага капиллярного подъ-
ема. Используя любую модель пористой среды, легко показать,
что высота капиллярного подъема во всех порах не может быть
одинакова: наряду с порами, у которых высота капиллярного
подъема значительна, имеются поры, полностью освободившиеся
от капиллярной жидкости. Поэтому можно говорить только о
средней высоте капиллярного подъема [1].
На кинетику процесса обезвоживания и остаточную насыщен-
ность легкофильтруемых осадков существенное влияние оказы-
вает течение воздуха через поры осадка.
Нами проведено экспериментальное исследование третьего
периода процесса центробежного фильтрования и влияния воз-
духопроницаемости осадка на характер протекания этого пе-
риода. Исследования проводили на специально сконструирован-
ной установке [82], позволяющей измерять скорость фильтрации
воздуха через осадок. Изучали водные осадки мела, крахмала и
поливинилхлорида.
При толщине осадка 50... 60 мм и факторах разделения до
560 замерить скорость фильтрации воздуха через осадки мела и
крахмала не представилось возможным из-за ее малости, что
свидетельствует об отсутствии третьего периода процесса цент-
робежного фильтрования при обезвоживании этих осадков. Как
показали опыты с ПВХ, скорость фильтрации воздуха через
осадок зависит от фактора разделения, толщины осадка и вре-
мени отжима. При факторе разделения менее 180 и неограничен-
ном времени отжима скорость фильтрации воздуха через осадок
толщиной 58 мм не превышала 2-10-4 м/с.
Из рис. 6-5 видно, что скорость фильтрации воздуха возрас-
тает с увеличением фактора разделения и времени отжима.
Каждый график зависимости цв=/(т) условно можно разбить
на три участка, отличающиеся углами наклона к оси абсцисс.
Начальные участки характеризуются низкой скоростью
фильтрации воздуха и малыми углами наклона кривых к оси
Рис. 6-5. Зависимость скорости
фильтрации воздуха через влажный
осадок ПВХ толщиной 58 мм от
продолжительности отжима то?ж при
разных факторах разделения:
/ — Fr'=274; 2 — 314; 3 — 452; 4 — Fr' = 558
118
абсцисс, т. е. низкой воздухопроницаемостью осадка на первой
стадии обезвоживания. На средних участках кривых скорость
фильтрации резко увеличивается и, следовательно, возрастает
воздухопроницаемость осадка. Наконец наступает такой мо-
мент, когда скорость фильтрации воздуха перестает расти, что
свидетельствует о постоянстве воздухопроницаемости осадка на
этой стадии обезвоживания.
Для раскрытия особенностей зависимости рассмот-
рим характер распределения влаги по толщине осадка для каж-
дого участка (рис. 6-6). Кривая 1 на рис. 6-6 соответствует на-
чальному участку, кривая 2— среднему, а кривая 3— конечно-
му участкам зависимости цп=/(т). На основании анализа этих
графиков и сопоставления их с графиком, полученным в усло-
виях, исключающих проток воздуха через осадок (ом. рис. 6-3),
можно сделать следующие выводы:
сопротивление проходу воздуха через осадок оказывает глав-
ным образом влага капиллярного подъема, сосредоточенная в
зоне, прилегающей к фильтрующей перегородке (зона капил-
лярного подъема);
при существовании зоны капиллярного подъема капиллярно-
стыковая влага не оказывает существенного влияния на возду-
хопроницаемость осадка;
распределение влаги в осадке на начальной стадии обезво-
живания соответствует распределению влаги в осадке, получен-
ном при центрифугировании без протока воздуха (в закрытых
фильтрующих стаканах), при этом насыщенность влагой осадка
в зоне капиллярного подъема достаточно велика, что и опреде-
ляет низкую воздухопроницаемость осадка;
границы между первым и вторым участками кривых соответ-
ствуют началу «выдувания» из пор влаги капиллярного подъ-
ема, в ходе которого содержание этого вида влаги уменьшается,
что приводит к повышению воздухопроницаемости осадка.
После «выдувания» всей влаги капиллярного подъема (см.
рис. 6-6, кривая 3) воздухопроницаемость осадка определяется
содержанием капиллярно-стыковой влаги, а поскольку удаление
последней происходит чрезвычайно медленно, то изменения воз-
духопроницаемости осадка при дальнейшем центрифугировании
почти не происходит.
Таким образом, вторая стадия третьего периода процесса на-
ступает в тот момент, когда заканчивается «выдувание» из пор
осадка влаги капиллярного подъема.
Влияние толщины осадка на скорость фильтрации воздуха
противоположно влиянию фактора разделения: при уменьшении
толщины осадка скорость фильтрации возрастает, сокращаются
длины начального и среднего участков кривых зависимостей
VB = f(T).
Для описания процесса продувки осадка на последней стадии
третьего периода фильтрования (без учета сопротивления фильт-
119
Рис. 6-6. Изменение насыщенности осадка ПВХ при разной продолжитель-
ности центрифугирования (ЛОС=58 мм, Fr'=452):
/— Тотж=20 мии: 2 — 80 мни; 3 —тотж=120 мии
Рис. 6-7. Зависимость скорости ve фильтрации воздуха через влажный оса-
док ПВХ от отношения Fr'/hoc иа последней стадии третьего периода про-
цесса
рующей перегородки) можно воспользоваться следующим урав-
нением:
Vb >= {(fpT4f/2vB) [1 — рос — ЛВ)2/г2рт]} Кпн.в (Рг,/Лос)> (6.16)
где vB — кинематическая вязкость воздуха, м2/с; hB — высота вращающегося
столба воздуха над осадком, м; Кпн.в — воздухопроницаемость влажного
осадка, м2.
При неизменности величин, входящих в фигурные скобки,
и постоянном значении Кпн. в скорость фильтрации воздуха про-
порциональна отношению фактора разделения к толщине осад-
ка. Это удовлетворительно подтверждается графиком (рис. 6-7).
В заключение рассмотрим вопрос о влагосодержании смеси
осадков различной дисперсности [125].
Известно, что при смешении двух различных фракций час-
тиц пористость смеси не является аддитивной величиной, так как
появляется минимум пористости, зависящий от относительных
размеров частиц и объемной доли одной из фракций [65].
Меньшие частицы заполняют пространство между большими
частицами, понижая общую пористость.
В связи с этим влагосодержание смеси также не должно
быть аддитивной величиной. Однако наши опыты, в которых
твердая фаза представляла смесь кварцевого песка (содержа-
ние класса более 0,1 мм — 100%) и пылевидного кварца (со-
держание класса менее 0,1 мм — 90%) в различных соотноше-
ниях, показали, что для водных осадков, твердая фаза которых
не обладает склонностью к образованию агрегатов, влагосодер-
жание смеси практически обнаруживает аддитивные свойства
(рис. 6-8).
120
Рис. 6-8. Зависимость влагосодержаиия w'
осадка от содержания в нем мелких фрак-
ций (—100 мкм) при различных факторах
разделения (тОтж=10 мин):
1 — Fr'=127; 2 — 286: 3 — 509; 4 — 796; 5 — Fr'=
= 1146
Рис. 6-9. Зависимость влажности w осадка
сульфата аммония-натрия от содержания
х в твердой фазе суспензии частиц разме-
ром менее 0,25 мм (пунктиром показана
зависимость при нормальном режиме ра-
боты центрифуги)
Если обозначить влагосодержание чистого песка и пылевид-
ного кварца соответственно через w'A и w'b, а относительную
массовую долю пылевидного кварца в смеси через хв. то влаго-
содержание смеси w'CM может быть выражено следующей зави-
симостью:
w'cm t= wA’ (1 — хв) + wB'xB. (6.17)
Изложенные выше результаты исследования кинетики обез-
воживания осадков характерны для средне- и мелкозернистых
материалов с размером частиц более 10 мкм, у которых не
наблюдается повышенной склонности к агрегированию, а влия-
ние поверхностных сил, обусловленных электрическим слоем или
адсорбцией полярных молекул, несущественно.
6.2. Обезвоживание осадка в фильтрующих
центрифугах непрерывного действия
Центрифуги с центробежной и шнековой выгрузкой осадка.
Необходимым условием обеспечения минимальной влажности
осадка в фильтрующих центрифугах с центробежной и шнековой
выгрузкой осадка является работа их в нормальном режиме,
т. е. в режиме, который характеризуется получением сыпучего
осадка. Эксперименты, проведенные на суспензиях глауберовой
соли, сульфата аммония, диаммонийфосфата, динатрийфосфата,
медного купороса, полистирола и полипропилена, показали, что
режим работы центрифуг следует выбирать прежде всего в зави-
121
симости от гранулометрического состава твердой фазы суспен-
зии. Характерной является зависимость (рис. 6-9), полученная
при разделении суспензии сульфата аммония натрия на центри-
фуге ФГШ-151К. В течение 30 ...60 с после начала работы
наблюдается нормальный режим. При этом влажность осадка в
зависимости от содержания в твердой фазе частиц размером
менее 0,25 мм составляет от 1,2... 1,5 до 12... 13% (пунктирная
кривая). Однако при содержании частиц такого размера 50%
и выше осуществить длительную работу центрифуги в нормаль-
ном режиме не удается, так как происходит резкий переход к
режиму захлебывания (сплошная кривая) вследствие забивания
отверстий сита мелкими частицами [Ю2].
В центрифугах с центробежной и шнековой выгрузкой осадка
процесс разделения ведется в тонком слое. Поэтому получение
осадка низкой влажности возможно лишь в том случае, если
высота hK капиллярного подъема жидкости в осадке достаточно
мала. Анализ известных зависимостей hK от размера частиц
осадка и интенсивности силового поля [120] показывает, что для
обрабатываемых на рассматриваемых типах центрифуг осадках,
имеющих обычно средний размер частиц d>0,25 мм, высота /iIt
при факторе разделения 1500 ...2000 составляет менее 0,01 мм и
ею можно пренебречь.
Осуществление процесса центробежного фильтрования в тон-
ком слое позволяет довести влажность до равновесной за весь-
ма короткий промежуток времени. Пользуясь зависимостями
кинетики центробежного отжима, можно показать, что через
0,1... 0,2 с после начала процесса в осадке остается заполнен-
ным жидкостью менее 0,001 объема его пор. Таким образом, при
ведении процесса в тонком слое можно ограничить время пре-
бывания продукта в роторе центрифуги долями секунды и обес-
печить высокую производительность машины при малых ее раз-
мерах.
Перемещаясь по фильтрующей поверхности в тонком слое,
частицы твердой фазы непрерывно вращаются вокруг своей оси
и перемешиваются. Это способствует стеканию жидкой фазы с
поверхностей частиц, расположенных вдоль действия центро-
бежной силы. Поэтому, по мнению Б. Н. Терешина [126], жид-
кая фаза не вытекает из капилляров слоя осадка, а в основном
стекает с поверхности частиц.
Предложено уравнение для определения толщины 6 пленки
стекающей жидкости с поверхности частиц размером dcp
6 t= V3S02rpTv (г— гос)/г [бо2оАрТ + 3v (грг- Гос)], (6.18)
где 60 — начальная толщина пленки жидкости, которая в зависи-
мости от плотности укладки частиц в слое осадка может меняться
в пределах (0,08... 0,12) dcp для центрифуги периодического
действия и (0,16...0,21) dcp для центрифуг с центробежной вы-
грузкой осадка [126].
Зная среднюю толщину 6 пленки жидкости, соответствующую
122
Рис. 6-10. Зависимость
влажности w осадка
сульфата аммония —
натрия от производи-
тельности центрифуги по
суспензии при различной
относительной частоте
вращения шнека (Fr'=
= 1000):
0 — 27 об/мин; X —
44 об/мин; • — 102 об/мин
ей насыщенность осадка можно определить из зависимости
(6.19). Насыщенность осадка можно приближенно определить
также по формуле (6.20), положив в формуле (6.7) 5к=0, т. е.
Srmt=/o(6/eoc) (6.19); S^S'» +(0,3/VFb), (6.20)
где Soo'=(Sm,.M+ScT)Co — связанная пленочная и капиллярно-стыковая
влага.
Экспериментальные исследования факторов, способствующих
снижению влажности осадка, показали, что при высоких факто-
рах разделения современных фильтрующих шнековых центри-
фуг (1000... 2000) относительная частота вращения шнека
практически не влияет на влажность осадка (рис. 6-10). При
более низких факторах разделения влажность осадка, хотя и не-
значительно, но зависит от относительной частоты вращения
шнека. Например, при факторе разделения 500 влажность осад-
ка сульфата аммония-натрия составляет 3,0... 3,2% при относи-
тельной частоте вращения шнека 84 об/мин и 2,6... 2,8%—при
12 об/мин.
Увеличение фактора разделения — эффективное средство
уменьшения влажности осадка. Если при факторе разделения
500 осадки сульфата аммония-натрия и полипропилена имеют
влажность соответственно 2...3 и 8... 10%, то при факторе раз-
деления 2000 влажность их составляет соответственно 1,2... 1,5
и 4...5%.
Как показали опыты на центрифуге ФГШ-151К, шнек кото-
рой был оснащен крыльчаткой для направления воздуха на оса-
док, влажность осадка можно уменьшить на 10... 15%, усилив
поток воздуха, проходящий через осадок. Достигнутый эффект,
очевидно, можно объяснить тем, что воздушный поток выдувает
капиллярную влагу, находящуюся между частицами, ускоряет
движение жидкостной пленки в порах осадка и увеличивает ис-
парение жидкой фазы.
После центрифугирования в осадке обычно остается пленоч-
ная влага 5пл.м, являющаяся причиной слипания и агрегирова-
ния частиц. Исследования по удалению этой влаги продувкой
осадка горячим воздухом в роторе центрифуги показали, что
например, осадок сульфата аммония, продутый в роторе возду-
хом, нагретым до 200 °C, при последующем хранении не ком-
куется и не слеживается. Преимущество сушки осадка горячим
123
воздухом в центробежном поле состоит в том, что влага отде-
ляется в основном под действием центробежных сил в резуль-
тате снижения вязкости и поверхностного натяжения и лишь
незначительное ее количество испаряется.
Снижения влажности осадка наиболее целесообразно доби-
ваться увеличением фактора разделения, применением крыльча-
ток для направления воздуха на осадок и путем продувки осад-
ка горячими газами в роторе центрифуги.
Центрифуги с пульсирующей выгрузкой осадка. Рассмотрим
характер протекания процесса обезвоживания осадка в зоне от-
жима ротора. Так как обезвоживание осадка в пульсирующих
центрифугах проходит в относительно толстом слое, то для опи-
сания этого процесса могут быть использованы некоторые урав-
нения, полученные для центрифуг периодического действия.
Вместе с тем процесс центробежного отжима в пульсирую-
щих центрифугах имеет свои особенности, которые необходимо
учитывать. На этих центрифугах обычно разделяют хорошо
фильтрующиеся суспензии с крупнозернистой твердой фазой,
образующие осадки, которые быстро освобождаются от гравита-
ционной влаги. Продолжительность отхода гравитационной вла-
ги приближенно можно определить по формуле (6.2), в которой
для условий обезвоживания в пульсирующих центрифугах при-
мем отношение (1—5св)/(1—SK) = 1:
т21= vaVcpeOcftoci/g Fr/. (6.21)
Процесс обезвоживания осадка после отхода гравитацион-
ной влаги должен характеризоваться теоретическими зависимо-
стями, полученными для пленочного течения влаги. В качестве
такой зависимости можно использовать формулу (6.7)
S t= + O.SVfl-S^/Fop
где => SK-}-(5пл.м + Sct),», I Fo1t=gFr1'TOTJK/,vayCpft0cieoc»
Под длительностью обезвоживания тОтж следует понимать
среднее время пребывания осадка в зоне отжима.
Для крупнозернистых материалов капиллярной насыщен-
ностью SK можно пренебречь. Тогда уравнение (6.7) примет вид
S=S'-+-W' <6 22)
где S,oo == (5пл.м4“*^ст) со — связанная пленочная и капиллярно-стыковая
влага.
Среднее время пребывания осадка в зоне отжима однокас-
кадной центрифуги или первого каскада многокаскадной цент-
рифуги
^ОТЖ! t= [2лгрт1йос1йотж1рт (1 — еОс)]/бос» (6.23)
где Тотж 1—длина зоны отжима.
Время пребывания осадка в роторе должно быть больше вре-
мени отхода гравитационной жидкости (см. формулу 6.21).
124
Из этого условия вытекает неравенство
[2jlf рт1^ОТЖ1Рт (1 -еос)/^ос] > (vaVcp6oc/tt,2rрт1) >
откуда
^отж1 [тсхуСрОосеос/2лрт^ Fr/rpT1 (1 £ос)1- (6 • -4)
Для однокаскадных центрифуг рекомендуют, чтобы длина
зоны отжима была не менее удвоенного значения правого чле-
на неравенства (6.24).
Подставив Тотж1 из уравнения (6.23) в уравнение (6.22), по-
лучим
S S'„ 0,3 {Goc,vayCpeoc/[2nrpT1£OT}K1pIg Frxz (1 — Гос)])0’6- (6.25)
В реальных условиях коэффициент перед скобкой может от-
личаться от 0,3, а показатель степени — от 0,5. Уравнения (6.25)
и (6.22) целесообразно поэтому представить в общем виде
SS'qq -р г {GocV«[/cp8oc/[2nrpT1LOT>K1pTg Frx' (1 £oc)])m> (6.26)
S := S'„ c ('VCCizCpftocleoc/Fr1,gTOTH{1)m, (6.27)
где с и m — постоянные, которые по нашему мнению, зависят от свойств
разделяемой суспензии.
Постоянные сит можно определить экспериментально на ла-
бораторной центрифуге. Встречаются значения с=0,3... 0,685 и
/и=0,5... 0,667.
В литературе отмечается, что каждая из входящих в уравне-
ние (6.27) переменных имеет свой показатель степени [127].
Большинство экспериментальных данных подтверждают значе-
ние т=0,5 для фактора разделения и только некоторые экспе-
риментальные данные подтверждают это значение показателя
степени для кинематической вязкости. Показатели степени для
толщины осадка изменялись в опытах от 0,5 до 3. Вероятно, что
теоретическое значение т=0,5 пригодно главным образом для
несжимаемых осадков с узким интервалом размеров частиц.
Увеличение степени полидисперсности и показателя сжимаемо-
сти осадка приводит к повышению показателя степени у hoc. По-
казатель степени у тоТж Ирвинг получил равным 0,25 вместо тео-
ретического 0,5.
На рис. 6-11 приведена зависимость влажности осадка от
времени отжима, полученная при центрифугировании кристал-
лической соли на пульсирующей центрифуге при Fr'=320; со-
держание частиц размером менее 250 мкм составляло 14%
[127]. Левый участок кривой отражает вторую, а правый —
третью стадии процесса центробежного фильтрования. Показа-
тель степени для правого участка кривой равен 0,3, т. е. мень-
ше теоретического (0,5), но близок к данным Ирвинга.
При разделении суспензии на многокаскадной центрифуге
на каждой последующей ступени ротора обезвоживание начина-
ется с того содержания влаги, с которым осадок покинул
предыдущую ступень, и проходит при большем факторе разде-
ления. Переход осадка с одного каскада на другой сопровож-
125
Рис. 6-12. Зависимость влажности w осадка мелкозернистого флотоконцен-
трата хлористого калия от фактора разделения центрифуги при угле нута-
ции ротора, град.:
верхняя линия — ₽н=0; нижняя линия — ₽„=4
дается разрушением сложившейся структуры пор, что интенси-
фицирует процесс обезвоживания, поэтому на многокаскадных
центрифугах достигается лучшая степень обезвоживания осадка,
чем на однокаскадной центрифуге при той же производитель-
ности.
Центрифуги с прецессионной выгрузкой осадка. Проведен-
ные испытания центрифуги ФНИ-401К-01 позволили определить
Рис. 6-13. Зависимость влажности w осадка флотоконцеитрата хлористого
калия (класс крупности 0,074—0,8 мм) от продолжительности центрифуги-
рования при рн=4° и различных Fr':
1 — Fr'=150; 2 — 300; 3 — 600; 4 — Fr' = 1000
126
технологические показатели работы прецессионных машин при
обезвоживании мелкозернистых продуктов обогащения хлори-
стого калия [128].
При испытаниях указанная центрифуга обезвоживала сгу-
щенный в гидроциклоне или на дуговом сите мелкозернистый
флотоконцентрат хлористого калия при средней технологиче-
ской нагрузке ~2 т/ч по твердой фазе и средней концентрации
суспензии по массе ~55%. При этом были получены зависимо-
сти влажности осадка от конструктивных и кинематических па-
раметров центрифуги.
Установлено, что влажность осадка существенно зависит от
фактора разделения и угла нутации ротора ]3Н (рис. 6-12) и в
меньшей степени зависит от соотношения vi частот прецессии и
ротации.
Получены следующие зависимости влажности (в %) осадка
хлористого калия от угла нутации рн и от фактора разделе-
ния Fr'
при Fr' — 200 u)s=14,7 — 17,2рн (6.28а)
при Fr'=s 800 u> t= 9,9—36, ipH (6.286)
прирн — 0 ws=5,75 + 136/T/Fr7 (6.29a)
при pH t= 4° w t= 1,64 + 153/“|/Fr' (6.296)
Зависимость влажности осадка от продолжительности цент-
рифугирования представлена на рис. 6-13. Эта зависимость об-
наруживает обратную пропорциональность влажности осадка от
продолжительности центрифугирования в степени 0,5.
Таким образом, и в случае обезвоживания осадка на прецес-
сионной центрифуге процесс обезвоживания подчиняется закону,
который выражается известным обобщенным уравнением вида:
w^=wK + (a/l/xFr'). (6.30)
Учитывая сложность экспериментального определения про-
должительности центрифугирования для машин прецессионного
типа, технологический расчет рекомендуется проводить на осно-
ве моделирования результатов центрифугирования, полученных
на модельном образце центрифуги. Такой метод расчета будет
рассмотрен в гл. 7.
Глава 7
Моделирование работы центрифуг
Метод изучения процессов, а также свойств конструкций
машин и аппаратов на моделях, подобных натуре, называется
методом моделирования. Пользуясь этим методом можно деталь-
но изучить процесс, протекающий на модели, и использовать
полученные данные для выбора освоенного или проектирования
нового промышленного образца машины.
127
В основе метода моделирования лежит теория подобия, ко-
торая устанавливает условия, необходимые и достаточные для
существования подобия процессов, протекающих в модельном
и натурном (промышленном) образцах оборудования. Согласно
теореме Кирпичева— Гухмана «подобны те явления или систе-
мы, которые описываются одинаковыми уравнениями связи и
условия однозначности которых подобны» [104]. Подобие усло-
вий однозначности включает геометрическое подобие систем
(машин или аппаратов), временное подобие, подобие физиче-
ских величин, характеризующих процесс, подобие граничных и
начальных условий.
В данном разделе рассматриваются условия моделирования
центрифуг, удовлетворяющие требованию теории подобия.
7.1. Моделирование работы осадительных центрифуг
Моделирование процесса разделения суспензий в осади-
тельных шнековых центрифугах. Процесс осадительного центри-
фугирования с переливом фугата через борт ротора мы отнесли
к процессам, составляющим смешанную задачу гидродинамики
по классификации П. Г. Романкова [104]. При осадительном
центрифугировании протекают одновременно два процесса: тече-
ние жидкости внутри ротора (внутренняя задача) и движение
осаждающихся частиц относительно жидкости (внешняя зада-
ча).
Рассмотрим вначале течение жидкости в роторе центрифуги,
отвлекаясь пока от осаждения твердой фазы. Для этого восполь-
зуемся дифференциальными уравнениями Навье — Стокса, опи-
сывающими течение вязкой несжимаемой жидкости при нали-
чии влияния силы тяжести, центробежной и кориолисовой сил.
Для случая потока жидкости в роторе центрифуги дифферен-
циальные уравнения представим в цилиндрических координатах.
Причем для краткости запишем только одно уравнение движе-
ния для координаты г (анализ остальных двух уравнений дви-
жения не вносит ничего нового):
(дсу/дт) + vr (dvr/dr) + (1)<р/г) (dvr/dq) + vz (dvr/dz) —(uv2/r) t=
t= ra>2 — g sin <p + 2w<p— (1/Рж) (др/дг) +
+ v^/dr2) + (1/r) (dvr/dr)-ipr/r2) + (1/r2) (d^r/dq2)-
— (2/r2) (аСф/д<р) + (d2vr/dz2)]. (7.1)
Уравнение неразрывности
(dvr/dr) + (1/r) (дгф/д<р) + (vr/r) + (dvz/dz) 0. (7.2)
Приведем уравнения (7.1) и (7.2) к безразмерному виду с
помощью следующих масштабных преобразований:
rt=/0Z, <р «= иотоФ vr «= v0Wr Vrp t= а>0/01Гф CO =5 CO0fi P~PoP и II (7.3)
z t= Z0Z vz t= Ц>И72 v=i v0N P»t=Po/? .
128
После введения преобразований (7.3) в уравнения (7.1) и
(7.2) разделим каждый член уравнения (7.1) на (v02/l0),
а уравнения (7.2) —на (v0/l0). При этом получаем:
(Ш^о) (dWr/дТ) + Wr (dWr/dL) + (lo/voto) (W^/L) (dWr!dQ>) +
+ W2 (dWr/dZ) - (щ0 W) W/H t=
=> Q2L— (gMv02) G + 2 GWy—
- (Po/Po^o2) (’//?) (dP/dL) + (vfl//0oB) N [(d2Wr/0L2) +
+ ОМЛо2) (1/i2) W®2) + (d*Wr/dZZ) + (1/L) (dWr/dL) —
— (/oMAo) (2/L2) (дГф/дФ)- (Wr/L2)]. (7.4)
(dWr/dL) + (/о/сото) (l/£) (д№<р/дФ) + (Wr/L) + (dWz/dZ) i=0. (7.5)
Для того, чтобы привести уравнения (7.4) и (7.5) к безраз-
мерному виду, необходимо предположить, что -
Go/RA) <= (Ро/Ро^о2) »= (g<A/»o2) = (тя//оГо) t= (юв2/в2/гв2) — ( 1/toflTo)- (7-6)
Уравнение (7.6) содержит шесть комплексов, из которых
первые четыре являются общеизвестными критериями
(trr//)' >= Но'; (Лр/Рж»2) «= Eu; (v2/g/) е= Fr; (t4/v) t= Re.
Что касается комплекса v2/(a2l2, то он представляет собой мо-
дифицированный критерий Фруда в поле действия центробежных
сил
Fr, t= (о2/ю212).
Последний комплекс уравнения (7.6) можно представить в
виде (от/<р, где <р — угол поворота в радианах. Это выражение
представляет собой, очевидно, критерий гомохронности при вра-
щательном движении. Обозначим его индексом Но"
J2|Ho" 1= (ют/ф) «= (сйт/(ОрТт) t= (ю/а>рт).
Критерии Но', Но", Fr, Fr,-, Re характеризуют условия одно-
значности гидравлической системы и, следовательно, являются
определяющими критериями. Критерий Эйлера — не предпосыл-
ка, а следствие существования подобия [104].
На этом основании уравнения движения жидкости можно
представить в следующей критериальной форме:
Eut=f(Ho', Но", Re, Fr, Ргг). (7.7)
Это уравнение отражает лишь динамическое и кинематиче-
ское подобие потока; для полного подобия гидравлических си-
стем необходимо еще их геометрическое подобие. В случае дви-
жения потока в роторе центрифуги за критерии геометрического
подобия принимаем отношения
Г11= (/?с/Ец) и Г2 t= (Ьц/D),
где £ц — длина цилиндрической части ротора, м.
Безусловно, более правильно принимать в общем случае не
длину цилиндрической части ротора, а длину зоны осаждения,
9—658
129
и не диаметр ротора, а средний диаметр слоя жидкости в рото-
ре. Однако принятая замена геометрических параметров, более
удобная для практических целей, не вносит погрешности в слу-
чае сравнения геометрически подобных центрифуг.
Вводя симплексы геометрического подобия в уравнение
(7.7), получим
Eur=/(Ho', Но", Re, Fr, Frf, Гх, Г2). (7.8)
Остановимся подробнее на отдельных критериях с целью
уточнения входящих в них параметров, а также выяснения роли
каждого из них при моделировании потока жидкости в роторе
осадительной центрифуги. В центрифугах непрерывного действия
поток жидкости в роторе можно считать установившимся, по-
этому критерий гомохронности Но' для этого случая выпадает
из рассмотрения. В центрифугах периодического действия проис-
ходит непрерывное накопление осадка в роторе. При этом меня-
ется толщина слоя жидкости и распределение скоростей по се-
чению потока. Для сохранения подобия условий однозначности,
таких как геометрический контур потока и поле его скоростей,
в центрифугах периодического действия необходимо соблюде-
ние инвариантности критерия Но'.
Так как при постоянных производительности и угловой скоро-
сти ротора вращательное движение жидкости имеет установив-
шийся характер, то при идентичных конструкциях входного уст-
ройства критерий Но" выпадает из рассмотрения.
В качестве критерия Рейнольдса потока жидкости в роторе
принимаем выражения: для бесшнековых центрифуг по (7.9),
для шнековых центрифуг с открытым потоком по (7.10), для
шнековых центрифуг с закрытым потоком по (7.11)
Re (4 wr/v) =1 (2Q/nr0v), (7.9)
Rec= 4Q/[b-f-2 (zpT—r0)j v, (7.10)
Ret=2Q/[Z>+(rPT—r0)]v. (7.11)
В выражении (7.9) rr — гидравлический радиус.
Критерий Фруда Fr и Fn отражают влияние соответственно
силы тяжести и центробежной силы. Отношение этих двух кри-
териев представляет собой фактор разделения Fr'= (Fr/FrJ =
= (<O2r/g).
Поскольку фактор разделения обычно равен от нескольких
сот до нескольких тысяч, то главной силой следует считать цен-
тробежную силу, пренебрегая силой тяжести. Тогда критерий Fr
выпадает из рассмотрения.
В качестве критерия Фруда в поле центробежных сил при-
нимаем выражения: для бесшнековых центрифуг по (7.12), для
шнековых центрифуг по (7.13)
FriC=Q2/o>V (7.12); Fr£ = 4Q*/[toW2PT-'о2)2]- (7.13)
С учетом изложенных замечаний уравнение движения жид-
кости в роторе осадительной центрифуги, выраженное в крите-
130
риальной форме, примет вид: для центрифуг периодического дей-
ствия по (7.14), для центрифуг непрерывного действия по
(7.15)
Eut=/(Ho', Re, Fr,-, Гх, Г2), (7.14)
Eut=/(Re, Fn, Г,, Г2). (7.15)
Таким образом, для осуществления подобия потоков жидко-
сти в геометрически подобных роторах центрифуг необходимо
соблюсти условие (7.16), а для центрифуг периодического дей-
ствия, кроме того, условие (7.17)
Re t= idem, Fr,>=idem (7.16); Ho't= idem. (7-17)
Перейдем далее к рассмотрению осаждения твердой фазы из
суспензий. Будем считать, что скорость осаждения частицы оОсж
зависит от ее эквивалентного диаметра d, плотности жидкой фа-
зы рж, разности плотностей твердой и жидкой фаз суспензии Др,
динамического коэффициента вязкости р. и центростремительно-
го ускорения ]=(а2г, т. е. посж=<р(</, рж, Др, р, /).
Раскрывая эту зависимость путем анализа размерностей вхо-
дящих в нее величин, находим следующую критериальную за-
висимость, описывающую осаждение частицы в неограниченной
жидкой среде под действием центробежной силы:
Redt=KGaimS%, (7.18)
где симплекс Архимеда 8л=(Др/рж), модифицированный критерий Галилея
для поля центробежных сил Ga;= (Д3,р2ж/7|12).
Работами разных исследователей установлено, что показате-
ли степени тип равны между собой, поэтому
Redt=On", (7.19)
где Ап — модифицированный критерий Архимеда для поля центробежных
сил.
Ап «= Ga,Sz t= а3ржДр//р2.
С целью получения наиболее удобного для расчетов выраже-
ния критериальной зависимости И. С. Павлушенко в своем ана-
лизе осаждения частиц под действием силы тяжести предложил
исключить из левой части уравнения (7.19) параметр d. При
этом получается критериальная зависимость (7.20). Таким обра-
зом, при моделировании центробежного осаждения должно быть
соблюдено условие постоянства определяющего критерия Архи-
меда по (7.21)
Lyit=CArim (7.20); Arit=idem. (7.21)
При раздельном рассмотрении составных частей процесса
осадительного центрифугирования установлено, что для подобия
потоков суспензии в геометрически подобных роторах необхо-
димо удовлетворить условия (7.16), (7.17), а для подобия осаж-
дения частицы — условие (7.21). Следовательно, для обеспече-
9*
131
ния подобия процесса осадительного центрифугирования необ-
ходима инвариантность всех перечисленных критериев, т. е.
Но' t= idem, Re => idem, Fr11= idem, Art t= idem. (7.22)
Задача моделирования обычно сводится к расчету технологи-
ческого режима центрифугирования для геометрически подобной
промышленной центрифуги по параметрам режима, установлен-
ным на модели. Причем на модели стремятся достигнуть степе-
ни разделения суспензии, заданной для промышленного образ-
ца, т. е.
(Др/рж) t= idem, p=«idem, dKt=idem. (7.23)
Соблюдение условий (7.23) приводит к известному уравне-
нию (7.24)
(Q„/QM) <= (r8£^)H/(rUco*)M, (7.24)
Требование (7.23) при одновременном соблюдении условия
Ar,-=idem может быть выполнено только при <o2r = idem, т. е. по
(7-25)
Fr't=idem. (7-25)
Анализируя график Ly=f(Ar), составленный по данным Ре-
лея и Лященко, И. С. Павлушенко показал, что плавная кривая
Ly=f(Ar), построенная в логарифмических координатах, может
быть разбита на три прямолинейных участка, для которых коэф-
фициент С и показатель степени т имеют постоянные значения.
Таким образом, имеются три автомодельных области, в каж-
дой из которых осаждение подчиняется одному закону. В связи
с этим требование Ar,= idem может быть заменено условием
Ct=idem, яг := idem. (7.26)
В практике, однако, трудно заранее установить, в каком ре-
жиме осаждается узкий класс частиц, соответствующий крупно-
сти разделения. Поэтому требование Fr'=idem, вытекающее из
условия Аг, —idem, необходимо для обеспечения осаждения час-
тиц на модельном и промышленном образцах в одной и той же
автомодельной области.
Необходимость соблюдения Fr'=idem при моделировании
осадительных центрифуг была подтверждена экспериментально
[129].
Обеспечить одновременное удовлетворение тождеству крите-
риев Re и Fr, при использовании в модели и в натуре одной и
той же жидкости практически не представляется возможным.
Как и в гравитационных потоках, это затруднение разрешается
в тех случаях, когда режим потока находится в одной из
автомодельных областей сопротивления.
На рис. 7-1 приведены результаты наших опытов по центри-
фугированию водной суспензии апатита на центрифугах перио-
дического действия с роторами диаметром 240, 350 и 450 мм. Во
всех этих опытах значения Re и Fr,- менялись в широких преде-
132
Рис. 7-1. График, иллюстрирующий моде-
лирование процесса осадительного центри-
фугирования:
4--0=240 мм; А — 0=350 мм; О — D=450 мм
лах, тем не менее экспериментальные точки опытов в случае,
когда число Re<350, удовлетворительно ложатся на одну кри-
вую.
Таким образом, при выполнении моделирования геометриче-
ски подобных осадительных центрифуг необходимо соблюдать
следующие условия:
1) осаждение частиц с размером, близким к крупности раз-
деления, должно проходить на модели и на промышленном об-
разце в пределах одного и того же закона сопротивления
(C=idem, m=idem), что обеспечивается равенством фактора
разделения на машинах обоих образцов, т. е. Fr' = idem;
2) потоки жидкости на модели и на образце должны нахо-
диться в одной и той же автомодельной области.
Параметром, характеризующим разделяющую способность
осадительных центрифуг, является индекс производительности
2 [6].
Этот параметр играет важную роль в моделировании цент-
рифуг. Выражения для индекса производительности неоднознач-
ны. Они зависят от формы ротора, характера течения жидкости
и режима осаждения частиц твердой фазы. Однако, если индекс
производительности рассматривать как параметр, характери-
зующий относительную разделяющую способность центрифуг,
нет нужды в построении для него сложных выражений. Поэтому
для инженерных расчетов и сравнения относительной разделяю-
щей способности центрифуг считаем возможным использовать
выражение (7.27) для теоретического индекса производительно-
сти. Уравнение для моделирования геометрически подобных
центрифуг с помощью параметра 2Т запишем в виде (7.28)
2T = 2nrPTLuFr' (7.27); Qat= QM <7-28>
- в выражении (7.27) — длина ротора центрифуги периодического дейст-
вия или цилиндрической части ротора шнековой центрифуги; Fr' — фактор
разделения на радиусе грт.
Возможность моделирования геометрически подобных цент-
рифуг по индексу производительности подтверждена экспери-
ментально [130].
Сложнее обстоит дело, когда геометрическое подобие цент-
рифуг не соблюдается. В этом случае для таких центрифуг
должны быть опытным путем определены коэффициенты перехо-
да т] от модели к конкретному типоразмеру машины.
133
С учетом коэффициента перехода уравнение (7.28) примет
вид
р-29’
Для геометрически подобных центрифуг коэффициент пере-
хода равен единице.
На основании анализа экспериментальных данных о модели-
ровании геометрически неподобных осадительных шнековых
центрифуг А. А. Нестерович и Л. А. Носкова предложили под-
разделить эти машины по симплексу Г2 на две группы [131].
К первой группе они отнесли центрифуги, у которых симплекс
Г2^1,3, а ко второй — центрифуги с симплексом Г2<1,3. При
таком делении оказалось, что при масштабном переходе внутри
группы относительная ошибка не превышает 20%, т. е. остает-
ся в пределах, приемлемых при технологическом расчете, а при
масштабном переходе между машинами, входящими в разные
группы, относительная ошибка достигает 70%.
Если построить графическую зависимость относительного
уноса от числа осветления Q/ST, то экспериментальные точки,
полученные для модельной и промышленной центрифуг при соб-
людении упомянутых выше условий моделирования, в логариф-
мических координатах располагаются вблизи одной и той же
прямой (рис. 7-2), что подтверждает правильность предложен-
ного метода, когда не полностью соблюдается геометрическое
подобие центрифуг.
Опыт промышленной эксплуатации осадительных шнековых
центрифуг, параметры которых выбирали на основании- испы-
таний модельного образца, показал, что моделирование с по-
мощью индекса производительности не всегда приводит к адек-
ватным результатам. В связи с этим была предложена новая
методика моделирования [132]. Она базируется на представле-
Рис. 7-2. Зависимость относительного уноса е от числа осветления QfZ? при
разделении суспензии мела на различных центрифугах:
1 — ОГШ-162К-2 (О — Fr'=2500; Г2=1,79) и ОГШ-207К-4 (А — Fr'=2560; Г2=1,97)- 2 —
ОГШ-151К-1 (A— Fr'=2180; Г2=0,81) и ОГШ-321К-5 (®— Fr'=2200; Г2=0,62)
134
ниях о том, что сравнимые данные при моделировании можно
получать только при одинаковой интенсивности турбулентности
потоков в промышленном и модельном образцах машин. Интен-
сивность турбулентности может быть приближенно определена
диссипацией энергии в единице жидкостного объема ротора
[132].
Как показали И. А. Файнерман и И. А. Парамонов [133],
половина подводимой к ротору энергии расходуется на увеличе-
ние кинетической энергии потока жидкости, а вторая полови-
на — на тепловые эффекты.
Условие одинаковой диссипации энергии на единицу жидкост-
ного объема ротора имеет вид
(K/Vx)<=(Gu*/2Vx). (7.30)
Исходя из геометрического подобия модельного и натурного
(промышленного) образцов машин, имеем (Vjkh/V»m) = (DB/DM)3.
Следовательно,
(ff >= (Gh/GM) (ШдОн/ШмОм)2 (Dh/Dm)-« t= 1,
откуда
(GH/GM) t= (Qh/Qm) t=(DH/DM) (сон/сом)-s. (7.31)
С другой стороны, из условия моделирования по индексам
производительности можем написать
2тн/2тм (Qh/Qm) (D"/D^3 (“н/сом)2. (7.32)
при Fr' = idem из (7.31) и (7.32) следует
"" (Qh/Qm) (Он/Ом)2. (7.33)
Таким образом, при Fr' = idem результаты моделирования по
индексам производительности и по интенсивности турбулентно-
сти (или диссипации энергии на единицу объема ротора) долж-
ны совпадать.
Такой вывод, однако, справедлив только для суспензий,
у которых твердая фаза не подвергается диспергированию при
входе в ротор и последующей агломерации во время пребыва-
ния в роторе. Для суспензий, у которых такое явление наблю-
дается, требуется определенное время для повторной агломера-
ции частиц. В этом случае время пребывания частиц становится
решающим фактором процесса. Обеспечение одинакового вре-
мени пребывания частиц в роторах модельной и промышленной
центрифуг достигается, когда
(Qh/Qm) •= (Тжп/ККм) ₽= (DH/DM)S. (7.34)
Таким образом, если размер частиц во время пребывания
в зоне разделения меняется незначительно, то производительно-
сти модельной и промышленной центрифуг при равных факто-
рах разделения относятся как квадраты диаметров. Если же
размер частиц меняется существенно, то максимальное отноше-
135
ние производительностей равно отношению диаметров в кубе.
Последнее соотношение должно сохраняться и при разделении
суспензий с использованием флокулянтов [132].
При выполнении указанных выше рекомендаций подобие
процессов разделения суспензий на модельном и промышленном
образцах машин достигается при коэффициенте масштабного
перехода не более четырех, т. е. при i= ^4. Проводить
моделирование при (DU/DM) >4 не рекомендуется.
В работе [134] отмечается, что при моделировании центри-
фуг с использованием 2Т существует критическое значение про-
изводительности, выше которого идентичность уносов твердой
фазы с фугатом нарушается. Автор работы [134] объясняет это
явление тем, что при Q^>QKp осевшие частицы смываются с по-
верхности осаждения и уносятся в фугат. В этих условиях реко-
мендуется проводить моделирование при равных значениях фак-
тора разделения с использованием зависимости
(Qh/Qm) = (Dn/DM)3. (7.35)
Для определения приближенного значения критической про-
изводительности в случае турбулентного режима потока
В. И. Соколов предложил [6] следующую формулу:
QKP ₽= 0,174 (г2рт— г02) ( Грт~7~ )1/? (^сж)0“Чт- (7-36)
При ламинарном режиме потока смывания осевших частиц
практически не наблюдается.
В работе [135] на основании л-теоремы методом анализа
размерностей получено 14 критериев и симплексов подобия.
В качестве определяющего критерия, инвариантность которо-
го, по мнению авторов [135], обеспечивает одинаковую эффек-
тивность разделения суспензии на геометрически подобных цен-
трифугах, выбран критерий (7.37). При ni = idem отношение про-
изводительностей геометрически подобных центрифуг по (7.38)
составит
Л'1(== (Qcn/r3PT^) (7-37); (Qh/Qm) (Рк3<£>к/DMs(i>M). (7.38)
В случае равенства факторов разделения обеих центрифуг
из (7.38) получаем
(Qh/Qm^Dh/W5- (7.39)
Согласно опытным данным Гезеля [132] такая зависимость
возможна при центрифугировании суспензий, твердая фаза ко-
торых имеет промежуточные свойства между твердыми фазами,
подвергающимися и не подвергающимися агломерации во вре-
мя пребывания в зоне разделения ротора.
Моделирование процесса обезвоживания осадков в осади-
тельных шнековых центрифугах. Согласно современным пред-
ставлениям [132, 136], обезвоживание на указанных центрифу-
гах может происходить двумя путями.
136
Если образовавшиеся осадки сжимаемы и проницаемы для
жидкости, то их поры под действием центробежных сил сжима-
ются. Жидкость вытесняется на поверхность осадка и сжатые
поры остаются полностью насыщенными жидкостью. Такой про-
цесс называют обезвоживанием сжатием.
Если осадок состоит из жестких и достаточно крупных час-
тиц, то жидкость под действием центробежных сил будет дви-
гаться в радиальном направлении и стекать по конической
обечайке в ротор через зазор между ротором и шнеком. Такой
механизм обезвоживания называют процессом дренирования.
Подход к каждому из названных механизмов для определе-
ния параметров центрифуг при моделировании процесса обезво-
живания осадка должен быть отличным.
В процессе дренирования количество остаточной влаги зави-
сит от напряженности центробежного поля и не зависит от тол-
щины осадка. Часть пор обычно остается свободными от влаги.
При обезвоживании сжатием сжимающее давление зависит
как от центробежной силы, так и от толщины осадка.
Одинаковая степень сжатия осадка может быть получена в
геометрически подобных центрифугах при одинаковых окруж-
ных скоростях роторов и одинаковых толщинах осадков. По-
следнее, однако, практически не может быть достигнуто на мо-
дельном и промышленном образцах машин. Поэтому при моде-
лировании процесса обезвоживания сжимаемых осадков стре-
мятся на модельном (пилотном) образце снизить до минимума
относительную скорость шнека. При этом могут быть получены
приемлемые для практических расчетов результаты.
Таким образом, главным условием моделирования процесса
обезвоживания сжимаемых осадков является
сортгрт = idem • (7.40)
Если для обезвоживания осадка характерен механизм дрени-
рования, то условиями моделирования являются (7.41) и (7.42)
Fr's=idem, (7.41)
(Qoch/QoCm) = (OkW2) (7-42)
7.2. Моделирование работы фильтрующих центрифуг
Центрифуги периодического действия. Подобие процессов
центробежного фильтрования на модельном и промышленном
образцах центрифуг периодического действия может быть обес-
печено только при условии сохранения одинаковых значений аср
в обоих случаях. Опыт свидетельствует о том, что среднее
удельное сопротивление осадка сохраняет неизменное значение,
когда фактор разделения на лабораторной модели равен факто-
ру разделения промышленной машины. Концентрация подопыт-
ной суспензии должна соответствовать концентрации промыш-
ленных суспензий.
137
Рассмотрим условия моделирования, обеспечивающие подо-
бие процессов на модельном и промышленном образцах.
Выше уже были названы два условия, а именно, cCn = idem,
Fr' = idem.
Учитывая влияние расходной скорости на удельное сопро-
тивление осадка (главным образом для сжимаемых осадков),
необходимо на модельном и промышленном образцах машины
иметь одинаковую расходную скорость, т. е. oCn=idem. Назван-
ные три условия автоматически обеспечивают выполнение чет-
вертого условия <7T=idem. При моделировании процесса в слу-
чае образования сжимаемых осадков необходимо соблюдать еще
одно условие, а именно t»'Cp=idem. Это условие, из которого для
сжимаемых осадков вытекает требование /iOc=idem, на первый
взгляд кажется невыполнимым. Но это затруднение преодолева-
ется, так как в промышленных условиях центрифугирование при
сжимаемом осадке обычно заканчивается при относительно не-
большой его толщине.
Таким образом, можно сформулировать окончательно сле-
дующие условия моделирования фильтрующих центрифуг с не-
механизированной выгрузкой осадка:
а) для несжимаемых осадков
ccnr=idem, Fr' = idem, Ds=idem; (7-43)
б) для сжимаемых осадков
ecnt=idem, Fr't=idem, tient=idem, vcp't=idem. (7-44)
Производительность промышленной центрифуги по фильтра-
ту соответственно составит по (7.45) и (7.46)
<2пр «= v (Трт)пр (7-45)
(Qcp')np => t'cp' (Fpi)np t= (| _ S) (pCJK)smax (Fрт)пр • (7.46)
где FpT пр — поверхность фильтрующей перегородки промышленной машины;
и t= <o2rpiCcn/va'^T (qT — ссп). (7.47)
Здесь через а' обозначено аср для несжимаемого осадка, т. е. а'=аСр при
5=0.
Центрифуги непрерывного действия с центробежной и шнеко-
вой выгрузкой осадка. При моделировании центрифуг этого ти-
па главной задачей является обеспечение гарантированной зо-
ны напорного фильтрования в промышленном образце машины.
При геометрическом подобии роторов модельного и промышлен-
ного образцов центрифуг с учетом формул (4.9) и (4.10) можем
написать при cv=idem (7.48)
(QcnH/QcnM) «= [(Fr'£>5/2)I1/(Fr,£>5/2)M] (7.48)
При Fr't=idem
(QcnH/Qc,,M) «= (Он/Ом)Б/2 (7.49)
Результаты наших экспериментов, обследования работы цент-
рифуг в промышленности и данные зарубежных фирм свиде-
138
тельствуют, что показатель степени в уравнении (7.49) лежит в
пределах 2,5... 3.
Поэтому зависимость (7.49) целесообразно представить в
общем виде
QcnH = QcnM (DH/DK)m, (7.50)
где т=2,5... 3.
При исходной объемной концентрации суспензии cv<50%
рекомендуется пользоваться значением т=2,5, а при cv^50% —
значением т=3.
Центрифуги непрерывного действия с пульсирующей выгруз-
кой осадка.
Рассмотрим вначале условия обеспечения подобия процес-
сов в зоне фильтрования первого каскада ротора. Для этой ста-
дии процесса Ю. И. Шарецкий предложил следующий безраз-
мерный критерий производительности
Qcn"i1pCCi/cpH/[('cngFr1'rPT1A/uo6p (1 + «обр)] П, (7.51)
где
П=>4/Зл(1+*i)2fe2- (7-52)
В этих формулах: ипр — отношение объемов осадка и фильтрата при
прямом ходе обечайки первого каскада; «об₽ — отношение объемов осадка и
фильтрата при обратном ходе обечайки первого каскада; гРц — радиус пер-
вого каскада ротора, м; Д/ — длина хода первого каскада, м; ki— отноше-
ние объемов фильтрата, полученных соответственно за обратный и прямой
ходы первого каскада ротора; /г2 — отношение толщины слоя суспензии йоп
к толщине слоя йос осадка под уравнительным кольцом.
Коэффициент ki в зависимости от свойств суспензии может иметь зна-
чения от 0,3 до 0,8...0,9.
Во избежание возможных прорывов суспензии под уравни-
тельное кольцо и переполнения загрузочного конуса коэффици-
ент k2 должен быть не более 1,3. Обычно этот коэффициент со-
ставляет 1,0... 1.2.
Критерий производительности П предлагается использовать
для моделирования первой стадии процесса в пульсирующих
центрифугах. Условием подобия процесса является равенство
критериев производительности для модельного (м) и натурного
(н) образцов геометрически подобных центрифуг, т. е.
Пне=Пн.
Из условия подобия вытекает равенство
(QcnKnp«Vcp/Fr,r]ртх^Он >= (Qcn«npaVcp/Fr,rрт|^0м* (7.53)
Так как объемное удельное сопротивление осадка ауСр зави-
сит от фактора разделения, на стадии фильтрования процесс
следует моделировать при одинаковых факторах разделения.
При соблюдении этого условия получим
QcnH QcnM (Ыпрм/ЫПРд) [(ГртхА0ь/(Гр„Д/)м] • (7-54)
Уравнение (7.54) можно использовать для проверки про-
пускной способности зоны фильтрования промышленной цент-
рифуги по данным, полученным на лабораторной модели.
139
Для достижения одинаковой влажности осадка на модель-
ном и натурном образцах геометрически подобных центрифуг
необходимо
{S « “Ь С ['V(X|zcpGoceoc/2nrpTi7.OTMtlpTgFr1 (1 — eOc)]m)M s=
1= {S', + c [vavcpGoceoc/SnrpTiLoTJKiPTgF^' (1 — eoc)]m}H- (7.55)
Если центрифугирование на лабораторной модели и на про-
мышленном образце проводится при одном и том же факторе
разделения, то в обоих случаях будут получены одинаковые
значения связанной насыщенности. При соблюдении этих усло-
вий S'oo в равенстве (7.55) сокращается. Как известно, удель-
ное сопротивление и пористость осадка зависят от фактора раз-
деления. При одинаковых факторах разделения значения этих
величин на лабораторной и промышленной центрифугах будут
также одинаковы. Полагая, что коэффициент с и показатель
степени зависят только от свойств обрабатываемого продукта и
при центрифугировании одной и той же суспензии сохраняют
свои значения, уравнение для моделирования геометрически по-
добных центрифуг по условию достижения одинаковой влажно-
сти осадка можно привести к виду
(Gqc/ГРП^О'ГЖ 1)м *= (Goc/^PTlFo r Ж 1)и - (7.56)
Из этого уравнения следует, что при одинаковых факторах
разделения производительности геометрически подобных центри-
фуг по осадку пропорциональны поверхностям зон отжима.
Поскольку геометрическое подобие лабораторной модели и
промышленных образцов машин полностью обычно не соблюда-
ется, то в уравнение (7.56) следует ввести коэффициент запа-
са т]'. Значения этого коэффициента должны быть заранее опре-
делены экспериментально на одном стандартном продукте для
всего ряда однотипных промышленных центрифуг. С учетом это-
го коэффициента расчетная формула для определения произво-
дительности промышленной центрифуги по данным лаборатор-
ных испытаний примет вид
Gocjj (=11,GocM [(грт1^ОТЖ1)1,/(грТ1ЛОТЖ1)м]. (7-57)
Чтобы использовать уравнение (7.57) для расчета произво-
дительности двухкаскадных центрифуг, отметим два из наибо-
лее вероятных режима их работы. Центрифуга может работать
с промывкой или без промывки осадка. Если осадок промыва-
ется в роторе центрифуги, то расчет следует вести по длине зо-
ны обезвоживания второго каскада. Если же осадок не промы-
вается, то в качестве ЬОТж нужно брать суммарную длину зон
отжима обоих каскадов. Из этого вытекает, что эмпирический
коэффициент запаса т/ нужно определять отдельно для каждого
из указанных режимов работы центрифуги.
Центрифуги непрерывного действия с прецессионной выгруз-
кой осадка. Как и у центрифуг со шнековой и центробежной
выгрузкой осадка, производительность промышленной прецес-
140
сионной центрифуги может быть определена по данным испыта-
ния модельного образца:
0осн^=СОСм(Он/£>м)з. (7.58)
Влажность обезвоженного на ней осадка В. Е. Минакер [128]
предлагает определять по следующей формуле:
«= [1 — (ВДИ Wq0 + (7.59)
где w„, а>м —- влажность осадка при обезвоживании, соответственно на про-
мышленном и модельном образцах центрифуг.
Формулы (7.58) и (7.59) выведены для машин с геометри-
чески подобными роторами, одинаковыми факторами разделе-
ния и другими конструктивными и кинематическими парамет-
рами. При различиях указанных параметров необходимо вносить
в расчет соответствующую поправку [108].
Глава В
Осадительные центрифуги непрерывного
действия со шнековой выгрузкой осадка
Осадительные центрифуги со шнековой выгрузкой осадка
предназначены в основном для разделения суспензий с нерас-
творимой твердой фазой и применяются для обезвоживания
кристаллических и зернистых продуктов, классификации мате-
риалов по крупности и плотности и осветления суспензий.
Промывка осадка в этих центрифугах малоэффективна.
Влажность осадка приблизительно такая же, как после фильт-
рации на барабанных вакуум-фильтрах.
Главное достоинство этих центрифуг — непрерывность про-
цесса и высокая производительность при низком удельном рас-
ходе энергии и массе машины.
К недостаткам центрифуг следует отнести невысокую степень
обезвоживания осадка, невозможность проведения в машине ка-
чественной промывки его, а также быстрый износ шнека и ро-
тора при обработке абразивных продуктов.
Широкое распространение осадительных центрифуг объясня-
ется универсальностью этих машин. Их успешно применяют для
разделения суспензий с широким диапазоном размеров частиц
твердой фазы (от 10 до 0,005 мм при разности плотностей более
0,2 кг/дм3) и концентрацией суспензии по объему от 1 до 40%•
Характерная особенность центрифуг этого типа — наличие
неперфорированного ротора с соосно расположенным внутри не-
го шнеком. Ротор и шнек вращаются в одну сторону, но с раз-
личными скоростями, вследствие чего шнек транспортирует об-
разующийся осадок вдоль ротора к разгрузочным окнам.
В зависимости от сочетания направления движения в роторе
осадка и разделяемой суспензии различают центрифуги противо-
141
Рис. 8-1. Схема осадитель-
ной центрифуги:
а — противоточная; б — прямо-
точная
точные, когда осадок
движется навстречу
потоку суспензии, и
прямоточные, когда
эти направления сов-
падают.
Роторы осадитель-
ных центрифуг могут
располагаться гори-
зонтально или верти-
кально и иметь коническую или цилиндроконическую форму.
Горизонтальные центрифуги изготовляют преимущественно с
ротором, помещенным между опорами, реже — с консольным;
вертикальные центрифуги, используемые в химической про-
мышленности, имеют, как правило, верхнюю подвеску ротора.
Наиболее широко распространены горизонтальные противо-
точные центрифуги с цилиндроконическим ротором (рис. 8-1,а).
Эта конструктивная схема машины считается стандартной для
осадительных центрифуг со шнековой выгрузкой осадка.
В противоточных центрифугах, построенных по стандартной
схеме, суспензия, поступающая в ротор на границе цилиндриче-
ской и конической обечаек, течет к сливным окнам, расположен-
ным у широкого края ротора, а осевшие частицы передвигают-
ся шнеком в противоположном направлении. При этом суспен-
зия попадает в зону, где осадок уже сформировался, размыва-
ет его и уносит с собой часть твердой фазы. В прямоточных
центрифугах (рис. 8-1,6) суспензия поступает в ротор у его ши-
рокого края, где еще нет осадка. Вдоль ротора суспензия течет
в том же направлении, куда движется осадок. В зоне перехода
цилиндра ротора в конус осветленная жидкость через окна в ба-
рабане шнека попадает во внутреннюю его полость и далее через
сливные отверстия выбрасывается в кожух (см. рис. 8-1,б).
Технологический режим работы центрифуги типа ОГШ регу-
лируется изменением расхода суспензии и частоты вращения ро-
тора.
В зависимости от назначения осадительные центрифуги, при-
меняемые в химических производствах, подразделяют на три
группы: осветляющие, универсальные и обезвоживающие [1].
Осветляющие центрифуги предназначены для очистки мало-
концентрированных суспензий с высокодисперсной твердой фа-
зой. Эти машины характеризуются высоким фактором разделе-
ния (более 2500), отношением длины ротора к диаметру более
3,0, а также высокой производительностью по суспензии и полу-
чением чистого фугата. Производительность по осадку и его
142
влажность обычно не регламентируются. При особенно высоких
требованиях к чистоте фугата, когда применяют тарельчатые и
трубчатые центрифуги, осветляющие шнековые центрифуги ис-
пользуют для предварительной очистки суспензий от частиц раз-
мером более 5 мкм, а также для снижения концентрации сус-
пензии.
Универсальные осадительные центрифуги предназначены для
разделения суспензий малой и средней концентрации с частица-
ми твердой фазы более К) мкм. При работе этих центрифуг по-
лучается сравнительно чистый фугат и осадок с небольшой
влажностью. Фактор разделения 2500... 3500, отношение длины
ротора к диаметру свыше 2 до 3.
Обезвоживающие осадительные центрифуги предназначены
для разделения суспензий средней и высокой концентрации с
твердой фазой, в которой практически отсутствуют частицы ме-
нее 25 мкм. Эти машины имеют высокую производительность по
осадку со сравнительно низкой влажностью. У обезвоживающих
центрифуг фактор разделения обычно не более 2500, а отноше-
ние длины ротора к диаметру — до 2,0. Промывка осадка встре-
чается практически только у обезвоживающих центрифуг.
Приведенная классификация осадительных центрифуг рас-
пространяется главным образом на машины, применяемые в хи-
мических производствах.
В последнее десятилетие значительное развитие получили
осадительные центрифуги, предназначенные для очистки про-
мышленных и коммунальных сточных вод. Параметры этих ма-
шин не всегда укладываются в приведенную выше классифика-
цию. Вместе с тем, деление осадительных центрифуг на три груп-
пы по отношению длины ротора к диаметру закреплено в
СТ СЭВ 3030—81.
Встречается такое деление и у зарубежных фирм, например,
у французской фирмы «Робатель СЛПИ».
Осветляющие центрифуги получили распространение в про-
мышленности в последние 20—25 лет. Их изготовляют по трем
конструктивным схемам: горизонтальные противоточные, верти-
кальные противоточные и горизонтальные прямоточные. Роторы
имеют только цилиндроконическую форму. Противоточные цент-
рифуги изготовляют как в горизонтальном, так и в вертикаль-
ном исполнении, прямоточные центрифуги — только в горизон-
тальном исполнении.
Отличительными особенностями осветляющих центрифуг, как
уже отмечалось, является большое отношение длины ротора к
диаметру (свыше 3) и высокий фактор разделения. Однако при
применении флокулянтов фактор разделения существенно сни-
жают во избежание разрушения флокул.
Для осветляющих центрифуг чаще применяют редукторы
сравнительно небольшой мощности, но с высокими передаточны-
ми отношениями (100... 165). Последнее вызвано стремлением
обеспечить малую относительную скорость вращения шнека, не-
14з
обходимую при осветлении суспензий с высокодисперсной твер-
дой фазой. Шнеки таких центрифуг — преимущественно одноза-
ходные.
Иногда центрифуги, которые по значению отношения L/D от-
носятся к осветляющим машинам, используют для разделения
суспензий средней концентрации. В этих случаях их снабжают
более мощными редукторами и электродвигателями привода,
а скорость вращения ротора понижают.
Использование центрифуг с большой длиной ротора для раз-
деления суспензий средней концентрации имеет положительные
и отрицательные стороны. Положительной является возмож-
ность достижения в одном агрегате удовлетворительного обезво-
живания осадка и хорошего осветления фугата. Отрицательная
сторона — в повышенном расходе энергии на транспортирование
осадка вдоль ротора. Целесообразность применения центрифуг
с (L/Z))>3 для разделения суспензий средней и повышенной
концентрации следует решать в каждом конкретном случае на
основе технико-экономических расчетов. Примерами суспензий,
для разделения которых целесообразно использовать центрифу-
ги с длинными роторами, могут служить суспензии полиолефи-
нов (полиэтилена, полипропилена и др.).
При разделении этих суспензий требуется небольшая мощ-
ность для транспортирования осадка шнеком.
Осветляющие центрифуги широко используют для очистки
промышленных и коммунальных сточных вод [137]. Для этих це-
лей применяют осветляющие центрифуги стандартной конструк-
ции и в специальном конструктивном исполнении. В последнем
десятилетии значительно увеличилось число фирм, изготовляю-
щих осветляющие центрифуги, расширилась номенклатура их
типоразмеров. В настоящее время осветляющие центрифуги про-
изводят более 15 фирм.
Отечественная промышленность производит четыре типораз-
мера осветляющих центрифуг, в том числе два типоразмера про-
тивоточных машин (с роторами диаметром 500 и 630 мм) и
два — прямоточных (0 500 и 1000 мм) с параметрами по ГОСТ
8459—85.
Для обеспечения нормального перемещения шнеком осадка
высокодисперсной твердой фазы без его взмучивания и репуль-
пации относительная линейная скорость на периферии шнека не
должна превышать 1 м/с, а для транспортирования осадков
сточных вод еще меньше. Это значит, например, что центрифуги
с роторами диаметром 500 и 630 мм должны иметь относитель-
ную частоту вращения шнека менее 38 и 30 об/мин, соответст-
венно. Опыт показывает, что чем мельче частицы твердой фазы,
тем к меньшим линейным относительным скоростям шнека сле-
дует стремиться. Тенденция к снижению относительной скорости
вращения шнека вызвала необходимость увеличения передаточ-
ного отношения планетарных редукторов. Однако, создание ре-
дукторов с передаточным отношением более 150—165 сопряжено
144
с усложнением их конструкции, в частности, с переходом от
двухступенчатой кинематической схемы к трехступенчатой. По-
этому эту проблему решают другим путем. Как известно, изме-
нять передаточное отношение планетарного редуктора можно
путем вращения валика центральной шестерни первой ступени,
которая при обычной схеме работы редуктора неподвижна.
В этом случае редуктор работает по дифференциальной схеме,
т. е. суммирует два независимых одно от другого вращательных
движения, сообщаемых корпусу и шестерне, и передает на ведо-
мый вал шнека.
Для вращения валика центральной шестерни применяют
отдельный электродвигатель, гидропривод или электромаг-
нитную регулируемую муфту, причем последние позволяют
осуществлять плавное регулирование относительной скорости
шнека, что особенно важно при обработке сточных вод.
С целью облегчения выгрузки труднотранспортируемых шне-
ком осадков в последнее десятилетие наметилась тенденция к
уменьшению угла наклона образующих конуса к оси ротора.
В настоящее время большинство изготовителей выпускают цент-
рифуги с углом наклона конической части ротора, равной 8°.
Для интенсификации очистки сточных вод широко применя-
ются флокулянты. Центрифуги, предназначенные для разделе-
ния суспензий с использованием флокулянтов обычно имеют спе-
цифическое конструктивное оформление, вызванное стремлени-
ем обеспечить плавный безударный ввод флокулянта или ранее
обработанной флокулянтом суспензии. При использовании фло-
кулянтов фактор разделения значительно снижают, иногда в 3—
4 раза.
Недостатком осветляющих противоточных центрифуг явля-
ется взмучивание транспортируемого шнеком осадка вводимой
в ротор центрифуги суспензией, что ухудшает качество разделе-
ния и повышает содержание в фугате твердой фазы.
Особенности гидродинамики потока суспензии в роторах
прямоточных центрифуг позволяют утверждать, что эти машины
наиболее приспособлены для осветления малоконцентрирован-
ных суспензий с высокодисперсной твердой фазой.
Действительно, уже первые проведенные в середине 70-х го-
дов сравнительные испытания прямоточной и противоточной
центрифуг с одинаковыми индексами производительности по-
казали, что прямоточная центрифуга обеспечивает в 1,4—1,5 ра-
за более высокую производительность при одинаковом качестве
осветления [1]. И все же, в литературе продолжали высказы-
вать сомнения в более высокой разделяющей способности пря-
моточных центрифуг [138, 139]. Поэтому в НИИхиммаше были
проведены новые обширные эксперименты с целью сравнения
разделяющей способности центрифуг с противоточными и пря-
моточными роторами. Исследования проводили с разбавленны-
ми суспензиями мела, каолина и коллоидной серы на центрифу-
ге ОГШ-16 [51]. Ниже приведены результаты сравнения произ-
10—658
145
водительности центрифуг при одинаковой эффективности разде-
ления: J
__ Коллоидная
Мел Каолин се}ра
Производительность
центрифуги:
с противоточным
ротором Qi Qa Qs
с прямоточным ро-
тором (1,6...1,9)0! (1,7...2,2) 02 (1,3...1,9) Q3
Эти данные свидетельствуют о высокой разделяющей спо-
собности центрифуг с прямоточным ротором. В общем случае
увеличение производительности центрифуги с прямоточным ро-
тором зависит как от ее конструктивной схемы, так и от грану-
лометрического состава твердой фазы.
В ходе описанных исследований установлен интересный факт:
производительность прямоточной центрифуги с L/Z)=2,5 в сред-
нем в 1,5 раза выше, чем у противоточной центрифуги с LjD =
=3,5. Исследователи сделали вывод, что в ряде случаев центри-
фуги с относительно коротким прямоточным ротором можно эф-
фективно применять взамен центрифуг, имеющих более длинный
противоточный ротор [51].
Первая, освоенная промышленностью прямоточная центрифу-
га, была построена по схеме, изображенной на рис. 8-1,6. Цент-
рифуги такой конфигурации изготовляет фирма «Гинар»
(Франция) с цилиндроконическими роторами семи типоразме-
ров с роторами диаметром от 180 до 850 мм.
В конце 70-х годов за рубежом был освоен выпуск пря-
моточных центрифуг системы Хиллера (рис. 8-2). Ротор 3
центрифуги расположен между опорами 5, установленны-
ми жестко на сварной станине. Внутри ротора соосно распо-
ложен шнек 2 для выгрузки осадка. Суспензия вводится в бара-
бан шнека по трубе питания 1 у широкого края ротора, где еще
нет осадка, и поэтому взмучивания частиц твердой фазы не про-
исходит. Суспензия течет вдоль ротора в том же направлении,
куда перемещается осадок. В зоне перехода цилиндра ротора в
конус осветленная жидкая фаза по каналам, расположенным на
барабане шнека, выводится из ротора. В зарубежных проспек-
тах рекламируются два типоразмера осветляющих прямоточных
центрифуг такой конструкции со сверхдлинными роторами диа-
метром 520 и 600 мм и отношением L/D равным соответственно
4,23 и 4,16.
Отечественная конструкция прямоточной центрифуги ОГШ-
502К-9 разработана для разделения суспензии холодного 45—
50%-ного каустика. Производительность по суспензии 10 м3/ч.
В этой конструкции центрифуги фугат выводится через специ-
альные трубки, установленные в роторе в конце зоны осажде-
ния. Длина трубок определяет глубину слоя суспензии в роторе.
Эта конструкция несколько проще показанных на рис. 8-1,6 и
146
10*
8-2, однако ее применение ограничено суспензиями, в которых
отсутствуют волокнистые частицы твердой фазы. При наличии
таких частиц возникает опасность обволакивания трубок волок-
нами и нарушения транспортирования осадка шнеком.
Прямоточные центрифуги применяют в химической промыш-
ленности для осветления фосфорной кислоты после выпарива-
ния, для выделения пигментов, в производствах бензола, кап-
ролактама и др. Они нашли также широкое применение в уста-
новках для очистки промышленных и коммунальных сточных
вод. Использование прямоточного принципа разделения позво-
ляет повысить производительность машины при тех же габари-
тах в результате интенсификации процесса центрифугирования.
Транспортирование частиц твердой фазы вдоль всей длины ро-
тора способствует получению более плотного, следовательно,
и менее влажного осадка.
К недостаткам прямоточных центрифуг можно отнести уве-
личение крутящего момента на шнеке вследствие транспортиро-
вания осадка почти по всей длине ротора. В связи с этим их це-
лесообразно применять для осветления разбавленных суспензий
с малоабразивной твердой фазой.
Развитие производств органического синтеза послужило толч-
ком к созданию конструкций герметизированных взрывозащи-
щенных центрифуг, а также герметичных центрифуг, предназна-
ченных для работы под давлением свыше 1 • 105 Па.
В вертикальных центрифугах, по сравнению с горизонталь-
ными, легче обеспечить герметичность, в них также могут быть
достигнуты большие значения отношения L/D ротора. Фирма
«Шарплес» (США) создала гамму вертикальных противоточ-
ных центрифуг семи типоразмеров с роторами диаметром 355 и
635 мм и отношениями LID, равными 3,5 и 4,1. Вертикальные
центрифуги сложнее и дороже горизонтальных. Возможно, по
этой причине производство их освоено только одной фирмой.
Широкого распространения они не получили.
Универсальные осадительные центрифуги изготовляются по
трем конструктивным схемам: горизонтальные и вертикальные
противоточные и горизонтальные прямоточные. Роторы имеют
только цилиндроконическую форму.
Несмотря на тенденцию расширения выпуска осветляющих
центрифуг, в мировом центрифугостроении большое место за-
нимает производство универсальных осадительных центрифуг.
В СССР на основе трех базовых моделей (0 200, 350,
800 мм) выпускается 7 конструктивных модификаций универ-
сальных центрифуг с параметрами по ГОСТ 8459—85. Все ма-
шины строятся по стандартной противоточной схеме (рис. 8-3).
Для обеспечения нормальной выгрузки аморфных и геле-
образных гидроокисных осадков, часто образующихся при очист-
ке сточных вод и электролитов, используют различные конструк-
тивные решения. В отечественных центрифугах для разделения
подобных суспензий роторы изготовляют с двойной 'конусностью.
J48
За цилиндрическим участком ротора расположены два конуса с
углами наклона образующих к оси соответственно 11 и 3°. При
настройке центрифуги уровень суспензии располагают на стыке
конических участков. В этом случае зоной отжима является ко-
нический участок малой конусности.
По такой схеме выполнены роторы центрифуг ОГШ-202К-03,
ОГШ-352Т-09 и ОГШ-353К-09.
Частным случаем решения является конструкция ротора,
в котором окна для выгрузки осадка расположены на большем
радиусе, чем окна для вывода фугата. В такой центрифуге от-
сутствует зона отжима и вначале из окон для выгрузки осадка
выходит суспензия, затем она сгущается и начинается равномер-
ная выгрузка текучего осадка.
Центрифуга ОГШ-802К-07 в негерметизированном исполне-
нии со взрывозащищенным электрооборудованием разработана
для разделения суспензии поливинилхлорида (ПВХ). Ротор
центрифуги построен по стандартной противоточной схеме, но
конструктивное оформление машины имеет особенности, вызван-
ные специфическими свойствами обрабатываемого продукта.
При работе осадительных шнековых центрифуг в производ-
ствах некоторых полимерных материалов наблюдается колеба-
ние крутящего момента на выходном валу редуктора. Эти ко-
лебания вызывают крутильные колебания выходного вала ре-
дуктора, что приводит к срабатыванию предохранительных уст-
ройств и отключению центрифуги раньше, чем обеспечивается
ее расчетная производительность по осадку. Повышенные кру-
тильные колебания являются следствием автоколебаний шнека,
которые выводят систему из равновесия. Следовательно, в ре-
зультате устранения автоколебаний шнека может быть увеличе-
на производительность центрифуги при той же мощности при-
вода шнека. На центрифуге ОГШ-802К-07 установлено демпфи-
рующее устройство для гашения автоколебаний шнека. Приме-
нение этого устройства привело к повышению производительно-
сти по сухому осадку ПВХ в 1,5 раза.
Демпфирующие устройства используются в центрифугах ря-
да зарубежных фирм [140].
Обезвоживающие осадительные центрифуги изготовляются с
коническими и цилиндроконическими роторами, у которых отно-
шение LID равно 1,5... 2,0. За рубежом встречаются меньшие
значения этого параметра, например, 1,28. По числу типоразме-
ров, предлагаемых изготовителями, обезвоживающие осадитель-
ные центрифуги стоят на последнем месте. Многие зарубежные
фирмы не имеют в своей номенклатуре производства обезвожи-
вающих осадительных центрифуг. Некоторые фирмы выпускают
только один-два типоразмера таких центрифуг.
За редким исключением роторы обезвоживающих центрифуг
строят по стандартной противоточной схеме. За рубежом выпус-
кается несколько типоразмеров центрифуг, построенных по дру-
гой конструктивной схеме. Отличительными особенностями та-
149
Рис. 8-4. Осадительная центрифуга с консольным расположением ротора:
1 — ротор; 2 — шнек; 3 — кожух; 4 — циклоредуктор; 5 — шкив; 6 — электродвигатель
маслонасосной станции; 7—5 —трубы для подачи промывной жидкости и суспензии
ких центрифуг (рис. 8-4), помимо консольного расположения
ротора, являются одноопорный шнек, закрепленный на выход-
ном валу редуктора, а также возможность свободного доступа
в зону выгрузки осадка.
Отечественной промышленностью в соответствии с ГОСТ
8459—85 освоен выпуск семи конструктивных модификаций
обезвоживающих осадительных центрифуг на основе трех базо-
вых моделей (0 320, 350, 500).
Все центрифуги, за исключением ОГШ-352К-01, имеют стан-
дартную противоточную конструкцию. В центрифуге ОГШ-
352К-01 ротор прямоточной конструкции (рис. 8-5). Несмотря на
малое отношение L/D, эта центрифуга, вследствие прямоточной
схемы и организации закрытого потока, хорошо зарекомендова-
ла себя при очистке электролитов и других суспензий с высоко-
дисперсной твердой фазой. При электрохимической обработке
сложноконтурных изделий центрифуга ОГШ-352К-01 обеспечи-
вает эффективность очистки электролитов от гидрооксидов тя-
желых металлов, равную 50... 60% при производительности до
2 м3/ч и 70... 80% при производительности до 1,25 м3/ч; влаж-
ность гидрооксидного осадка 65... 75%.
Дальнейшим развитием конструкции обезвоживающих цент-
рифуг явилось создание комбинированных осадительно-фильт-
рующих машин. В зависимости от назначения, их изготовляют
с различным соотношением длин осадительного и фильтрующе-
150
Рис. 8-5. Прямоточная осадительная центрифуга ОГШ-352К-01
I — ротор; 2 — сливной цилиндр
Рис. 8-6. Осадительнофильтрующая центрифуга:
1 — станина; 2—осадительная часть ротора; 3 — фильтрующая часть ротора; 4 — устрой-
ство для регенерации сит; 5 — шиек; 6 — кожух; 7, 8 — трубы для подачи промывной
жидкости
го участков. Наиболее распространены центрифуги, у которых
эти участки ротора одинаковые (рис. 8-6). Некоторые фирмы
выпускают центрифуги, в. которых фильтрующий участок в
1,5 раза длиннее осадительного.
Суспензия поступает в осадительную часть ротора, где про-
исходит грубое разделение. Фугат, содержащий мелкие фракции
частиц твердой фазы, переливается через борт ротора и отво-
дится из центрифуги на дополнительную очистку, влажный оса-
док выводится шнеком по коническому участку в фильтрующую
цилиндрическую часть ротора на промывку и обезвоживание.
При работе центрифуги необходимо контролировать, чтобы в
фильтрующую часть ротора попадало минимальное количество
мелких частиц. В центрифуге предусмотрена подача воды (или
пара) на наружную поверхность ротора для регенерации сит.
Осадительно-фильтрующие центрифуги нашли применение в
различных производствах химической промышленности при раз-
делении солевых суспензий (хлориды калия и натрия, сульфат
и сульфид натрия, карбонат и бикарбонат натрия), суспензий
поливинилхлорида, полистирола и др.
При разделении суспензии поливинилхлорида на осадитель-
но-фильтрующих центрифугах SV'S 900X1800 фирмы «Гум-
больдт Ведаг» (диаметр ротора 900 мм, длина ротора 1800 мм)
при частоте вращения ротора 1500 об/мин и исходной концент-
рации 22...30% достигнута производительность 10... 11 т/ч по
сухому полимеру. Влажность осадка 27... 29%.
Центрифуга SV'S 1400X1800 (диаметр ротора 1370 мм, дли-
на ротора 1800 мм) при разделении суспензии мелкозернистого
хлористого калия (класс крупности 0...0.8 мм) с исходной кон-
центрацией около 40% показала среднюю производительность
по твердой фазе 57 т/ч при влажности осадка 7...8%. Частота
вращения ротора составляла 450 об/мин [141].
Недостатком работы центрифуг этого типа является повы-
шенный унос твердой фазы с фугатом и фильтратом, что требует
установки дополнительного технологического оборудования для
152
очистки фугата и фильтрата, так как возврат этих жидких про-
дуктов на вход в центрифугу приводит к постепенному зашлам-
ливанию оборотных растворов.
К тенденциям развития осадительных центрифуг типа ОГШ
можно отнести следующие: создание новых конструкций машин
и совершенствование конструкций отдельных узлов; максималь-
ное сокращение разработки и выпуска машин универсальной
конструкции и стремление обеспечить потребителя центрифуга-
ми, наиболее полно отвечающими технологическим условиям
процесса. Созданы машины с консольным расположением рото-
ра, комбинированные осадительно-фильтрующие центрифуги.
Расширился ассортимент центрифуг в герметизированном ис-
полнении, а также для работы под давлением.
Стремительными темпами совершенствуются осветляющие
центрифуги. В целях увеличения индекса производительности
повышается фактор разделения, отношение длины ротора к
диаметру, а также улучшаются условия осаждения твердой фа-
зы в результате конструктивного совершенствования ротора и
шнека. Значения фактора разделения для промышленных освет-
ляющих центрифуг уже превысили 3000 и для отдельных типо-
размеров достигли 4000. Отношение длины ротора к диаметру
этих машин возросло до 4 и более. Условия осаждения улучша-
ются — так как применяют прямоточный принцип разделения,
однозаходные шнеки с успокаивающими вставками в зоне вхо-
да суспензии в ротор, два смоченных периметра потока (внут-
ренняя обечайка ротора и наружная обечайка барабана шнека),
редукторы с большими передаточными отношениями, циклично
чередующиеся операции осаждения и выгрузки осадка и др.
Получили широкое распространение способы осветления
суспензий с применением флокулянтов.
Кроме ротора и шнека, совершенствуют и другие узлы цент-
рифуг: устройства приема суспензии внутри барабана шнека и
дальнейшего ввода суспензии в ротор, приспособления для
предотвращения зависания осадка в кожухе, узлы уплотнений
кожуха, ротора и шнека, демпфирующие устройства для гаше-
ния автоколебаний шнека при выгрузке полимерных продуктов.
Для улучшения условий выгрузки трудно транспортируемых
осадков предложены роторы с двойной конусностью, двухсекци-
онный шнек, имеющий раздельный привод каждой секции и
разную относительную скорость вращения (скорость коническо-
го участка шнека выше, чем цилиндрического), трехзаходные
шнеки и т. д.
Для оптимизации процесса разделения начали вводить адап-
тивные системы автоматического управления процессом центри-
фугирования, что позволило в отдельных случаях повысить про-
изводительность центрифуг на 15 ... 20%.
153
Глава 9
Сепараторы с центробежной
пульсирующей выгрузкой осадка
9.1. Особенности разгрузочных устройств
и основные типы сепараторов
Основная характерная особенность этих сепараторов — на-
личие разгрузочных отверстий на периферии ротора, которые
перекрываются подвижным элементом во время накопления в
шламовом пространстве осадка и открываются для центробеж-
ного удаления осадка на ходу машины без останова ротора.
Подвижной элемент обычно перемещается при изменении разно-
сти гидростатических давлений, действующих на элементы раз-
грузочного устройства.
Схема работы ротора с центробежной пульсирующей вы-
грузкой осадка показана на рис. 9-1.
При вращении ротора в жидкости возникает гидростатиче-
ское давление рт, которое зависит от размеров ротора, частоты
вращения его и плотности обрабатываемого продукта. Для пе-
рекрытия каналов 10 на периферии ротора имеется поршень 8.
Если в полости 4 создать гидростатическое давление р3, обеспе-
чивающее силу Nm, достаточно превышающую силу, создавае-
мую давлением рт, то поршень надежно перекроет каналы 10,
и осадок, выделяемый при работе
сепаратора, будет накапливаться в
шламовом пространстве.
Имеются конструкции, в которых
сила NM обеспечивается давлением
пружин, размещенных в соответст-
вующей полости или гнездах.
Гидростатическое давление в
полости 4 проще всего может быть
создано подачей во вращающийся
ротор по каналу 2 буферной жидко-
сти — водопроводной воды или ка-
кого-либо раствора. При заполне-
нии шламового пространства осад-
ком, необходимо разгрузить ротор,
т. е. опустить поршень 8 и открыть
разгрузочные каналы 10. Это воз-
можно двумя способами.
Рис. 9-1. Схема ротора с центробежной
пульсирующей выгрузкой осадка
154
Первый способ заключается в том, что при помощи какого-
либо смежного гидромеханизма открываются каналы 5. При
этом жидкость из полости 4 будет под действием центробежной
силы выброшена, давление р3 исчезнет и под действием давле-
ния на поверхность фаски 9 поршень опустится, открыв кана-
лы 10 для разгрузки содержимого ротора в приемник.
Второй способ предусматривает подачу воды (или другой
жидкости) по каналу 1 в полость 6, в которой создается давле-
ние рр; сила Т, вызываемая этим давлением, действует на диа-
фрагму 3, и превышая силу вызываемую давлением р3, застав-
ляет поршень опуститься, открывая разгрузочные каналы 10.
При этом превышение силы Т над силой Nm должно быть доста-
точно велико, чтобы опустить поршень без воздействия на него
силы, вызываемой давлением р}К (при отсутствии фаски 9). Для
возврата поршня в верхнее положение достаточно удалить жид-
кость из полости 6 через канал 7 и давление р3 опять переместит
поршень в верхнее положение.
Таким образом, движущей силой, перемещающей подвижной
элемент для разгрузки ротора, может быть либо давление в се-
параторной камере, создаваемое продуктом, либо внешнее дав-
ление, вызываемое подачей буферной жидкости в определенные
полости ротора.
В первом случае при перемещении подвижного элемента
резко нарушается монолитность осадка и создаются более бла-
гоприятные условия для его выброса из ротора, во втором слу-
чае в монолите появляются только трещины, выброс осадка при
этом затруднен и необходимо уменьшение угла у конических об-
разующих поверхностей шламового пространства.
Работа разгрузочных узлов в основном зависит от выбора
движущей силы для их перемещения при разгрузке. Вследствие
этого при разработке классификации саморазгружающихся се-
параторов движущая сила разгрузки принята, как характерный
признак, определяющий конструкцию ротора.
Общим признаком, объединяющим почти все конструкции се-
параторов с пульсирующей центробежной выгрузкой осадка, яв-
ляется цикличность процесса, состоящего из следующих основ-
ных этапов: закрытие разгрузочных отверстий, сепарирование,
разгрузка ротора, повторное закрытие разгрузочных отверстий
и т. д. В зависимости от конструкции сепаратора с центробеж-
ной пульсирующей выгрузкой осадка цикл его работы может
включать и другие промежуточные этапы.
Одним из таких этапов может явиться безразборная мойка,
т. е. очистка ротора от осадка. Для безразборной мойки в ро-
тор в определенной последовательности подают растворы раз-
личных реагентов и воду. Эту операцию повторяют несколько
раз, после чего возобновляют процесс сепарирования.
Практически конструкции разгрузочных устройств весьма
разнообразны. Известны сепараторы с верхним, нижним и ради-
альным расположением подвижного элемента, перекрывающего
155
разгрузочные щели ротора, с подачей буферной жидкости в ро-
тор во время сепарирования и подачей буферной жидкости
только в момент разгрузки; с подвижным элементом, переме-
щающимся при изменении частоты вращения ротора при на-
коплении определенного количества осадка в роторе или при
изменении физико-химических свойств фугата по мере заполне-
ния шламового пространства осадком, а также при подаче воз-
духа в разгрузочные коммуникации и соответствующие поло-
сти. .
Из схемы, показанной на рис. 9-1, очевидно, что при не-
контролируемой подаче буферной жидкости для разгрузки ка-
налы будут открыты длительное время, и все содержимое ро-
тора в этот промежуток времени будет выбрасываться в при-
емник. Поэтому, во избежание излишних потерь в период раз-
грузки ротора необходимо перекрывать подачу продукта в сепа-
ратор. Сепаратор будет работать по циклу: закрытие разгрузоч-
ных отверстий, сепарирование, прекращение подачи продукта,
открытие разгрузочных отверстий — выгрузка осадка, закрытие
разгрузочных отверстий, возобновление подачи продукта и т. д.
Этот цикл работы сепаратора с центробежной пульсирующей
выгрузкой осадка сохраняется для определенной части машин
и по настоящее время.
Однако при полной разгрузке ротора, даже при прекраще-
нии подачи продукта, из него практически одновременно с осад-
ком выбрасывается жидкая фаза, что значительно снижает эф-
фективность применения сепаратора во многих технологических
процессах.
В шламовом пространстве ротора под действием центробеж-
ной силы осадок уплотняется и из него отжимается жидкая фа-
за. Концентрация сухих веществ в выделенном осадке доходит
до 30—40%- Однако в межтарелочных пространствах и внутрен-
ней полости тарелкодержателя жидкая фаза остается и состав-
ляет 25—50% объема ротора. Следовательно, при полной раз-
грузке ротора концентрация сухих веществ в осадке резко
уменьшается и вместо 30—40% составляет 15—25%. Во многих
технологических процессах такое малое содержание сухих ве-
ществ в осадке недопустимо.
В связи с этим в современном сепараторостроении развива-
ются два направления повышения эффективности использова-
ния сепараторов —с частичной разгрузкой ротора и с двухэтап-
ной его разгрузкой.
Сепараторы с частичной разгрузкой ротора. При частичной
разгрузке разгрузочные щели открываются на строго определен-
ную величину и на столь малый промежуток времени, что успе-
вает удалиться только часть содержимого ротора. При опреде-
ленной настройке разгрузочной системы можно осуществить
такой режим, что из ротора будет выгружаться лишь осадок, со-
держащийся в шламовом пространстве, а жидкость останется в
роторе. Этот принцип работы требует точного регулирования дав-
156
ления буферной жидкости и продолжительности ее подачи, ис-
числяемой иногда долями секунды. При частичной разгрузке
ротора подача продукта на сепарирование не прекращается. Се-
параторы, предназначенные для работы в режиме частичной
разгрузки допускают, за редким исключением, и полную раз-
грузку.
Ввиду сложности задачи выгрузки из ротора всего осадка
без удаления хотя бы части жидкости, обычно выбирают режим
разгрузки, при котором некоторая часть осадка остается в ро-
торе. В этом случае применяют комбинированную систему раз-
грузки. При этом во избежание заполнения осадком пакета та-
релок после нескольких частичных разгрузок содержимое рото-
ра удаляют полностью.
Современные системы автоматического управления циклами
работы сепараторов с частичной разгрузкой ротора предусмат-
ривают также и возможность комбинированной разгрузки. Та-
кую цикличность разгрузок применяют и при безразборной мой-
ке сепараторов [142].
Принцип частичной разгрузки может быть применен к любо-
му типу сепараторов с центробежной пульсирующей выгрузкой
осадка, но его обычно используют в конструкциях, в которых
при разгрузке под действием гидростатического давления про-
дукта в роторе перемещается элемент, выполненный в виде по-
движного днища. Для возвратного перемещения подвижного
днища с целью герметизации разгрузочных щелей могут быть
использованы давление буферной жидкости или воздействие
пружин.
При использовании давления буферной жидкости с целью
закрытия ротора, для осуществления частичной его разгрузки
большое значение имеет скорость опорожнения полости под
подвижным днищем. Чем быстрее произойдет этот процесс, тем
больше будут открыты разгрузочные щели под действием про-
дукта, находящегося в роторе, и тем интенсивнее произойдет
выгрузка осадка. Это в свою очередь повышает равномерность
удаления его по периметру шламового пространства, что исклю-
чает односторонний прорыв межтарелочной жидкости и возник-
новение дисбаланса. Сокращение времени удаления жидкости из
полости под подвижным днищем может быть достигнуто путем
увеличения проходного сечения дренажных каналов. При этом
необходимо обеспечить своевременный возврат подвижного дни-
ща в верхнее положение во избежание выброса части жидкости
из ротора. Ввиду некоторой инерционности срабатывания гид-
равлического управления, целесообразно обеспечить независи-
мость разгрузочной системы от времени восстановления давле-
ния в полости под подвижным днищем.
Сепараторы с двухэтапной разгрузкой ротора. Сущность вто-
рого направления заключается в том, что после заполнения
шламового пространства ротор разгружается в два этапа: пер-
воначально удаляется межтарелочная жидкость, а затем — оса-
157
док. При этом потери сепарируемой жидкости практически уст-
раняются, а полученный осадок имеет концентрацию сухих ве-
ществ, достигнутую в шламовом пространстве ротора.
Цикл работы этих машин включает в себя закрытие разгру-
зочных щелей, сепарирование, прекращение подачи, удаление
межтарелочной жидкости, выгрузку осадка, закрытие ротора,
возобновление подачи.
Сепараторы с центробежной частичной и двухэтапной пуль-
сирующей выгрузкой осадка целесообразно использовать при
разделении систем, содержащих от 0,5—1 до 6—8% (об.) осад-
ка. При большей концентрации возрастает частота разгрузок,
в результате чего подвергаются интенсивному износу детали ро-
тора и приводного механизма. Кроме этого при частых разгруз-
ках не всегда восстанавливаются рабочие обороты ротора, па-
дение которых практически неизбежно при выбросе осадка. Ниж-
ний предел концентрации определяется объемом шламового про-
странства и свойствами осадка. При длительном пребывании
осадка в роторе возможно столь большое его уплотнение, что
центробежная выгрузка станет невозможной. Обычно при ма-
лой концентрации разгрузку проводят не реже, чем через два
часа, независимо от степени заполнения шламового пространст-
ва за этот период.
Сепараторы с разгрузкой ротора под действием давления
продукта на подвижной элемент. Характерным примером конст-
рукции с выгрузкой осадка под действием давления продукта в
роторе является сепаратор ОДД (рис. 9-2). Непосредственное
назначение этого отечественного сепаратора — очистка присадок
к маслам от механических примесей, но его можно использовать
и для очистки других суспензий с содержанием осадка до ше-
сти % ,(об.).
Основная отличительная особенность сепаратора ОДД за-
ключается в двухэтапной разгрузке ротора с помощью промежу-
точного клапана.
Перед началом сепарирования в камеру I подается буфер-
ная жидкость (при работе с присадками — масло), которая по-
ступает к клапану 4 и в полость 3 под поршнем 7, выполненным
в виде подвижного днища. Под действием возникающего гидро-
статического давления подвижное днище поднимается и своей
верхней кромкой плотно прижимается к уплотнительному коль-
цу, помещенному в крышке 9, перекрывая при этом разгрузоч-
ные щели 8 в основании ротора. После этого подача буферной
жидкости уменьшается и она поступает в камеру 1 в дозирован-
ном количестве, превышающем ее расход через дроссельный
канал в седле клапана 4. При этом канал 6 для слива буферной
жидкости из полости 3 перекрывается дисковым поршнем кла-
пана.
После подготовки ротора к работе в него по центральной
трубке 12 подают суспензию, которая осветляется в пакете та-
релок 10. Фугат удаляется из сепаратора под давлением, созда-
158
ваемым напорным диском 11, а осадок отбрасывается в шламо-
вое пространство. После заполнения объема шламового прост-
ранства до критического радиуса, дальнейшее уменьшение ко-
торого может привести к нарушению процесса сепарирования,
поступление продукта на разделение прекращается. Буферную
жидкость подают в камеру 17, откуда она по каналам 2 направ-
ляется к системе клапана 5 с изолированным поршнем, с по-
мощью которой отводится межтарелочная жидкость.
Основная особенность клапана 5 — наличие соединительного
кольца 16, расположенного концентрично ступице основания ро-
тора. Посредством диаметрально расположенных штоков с коль-
цом соединены клапан 5 и пробка 15, перекрывающая канал 13
для слива межтарелочной жидкости. Под действием гидроста-
тического давления клапан 5 перемещается в левое положение,
увлекая за собой кольцо 16 с пробкой 15, канал 13 открывается
и межтарелочная жидкость из центральной полости ротора по
системе отводящих каналов выводится через отверстие 14. Пос-
ле этого подача буферной жидкости в камеры 1 и 17 прекраща-
ется, остатки ее удаляются по дренажным каналам клапанной
системы и через дроссельное отверстие клапана 4. Система кла-
пана с изолированным поршнем возвращается в первоначаль-
ное положение под влиянием разности центробежных сил, дей-
15$
Рис. 9-3. Ротор сепаратора
SA 160
ствующих на клапан 5 и
пробку 15. Одновременно
снимается давление, дейст-
вующее на дисковый пор-
шень клапана 4, он под дей-
ствием центробежной силы
отходит к периферии, от-
крывая канал 6. Буферная
жидкость из полости 3 уда-
ляется через отводящий ка-
нал в клапане 4.
При снижении давления
в полости 3 до определен-
ной величины, подвижное
днище 7 под действием гид-
ростатического давления ос-
тавшегося в роторе продукта перемещается вниз, открывая
разгрузочные щелиЗ. После центробежной выгрузки осадка сно-
ва открывается подача буферной жидкости в камеру /, разгру-
зочные щели закрываются и возобновляется процесс сепари-
рования.
Циклом работы сепаратора можно управлять вручную и с
помощью системы автоматики, которая настраивается на тре-
буемый период времени между разгрузками ротора.
Для обработки взрывоопасных продуктов, в сепараторе пре-
дусмотрен штуцер, через который под крышку машины подают
азот или другой нейтральный газ, обеспечивающий давление в
полости сепаратора 100—200 мм водяного столба.
Задача обеспечения своевременного перекрытия разгрузоч-
ных щелей независимо от процесса восстановления давления в
полости под подвижным днищем в определенной степени реше-
на в конструкции сепаратора ЗД160, разработанного фирмой
«Вестфалия Сепаратор» (ФРГ) для осветления суспензий в хи-
мической, фармацевтической и пищевой отраслях промышлен-
ности [143].
Основная отличительная особенность разгрузочной системы
этого сепаратора (рис. 9-3) — наличие изолированных камер в
полости под подвижным днищем. Помимо этого в сепараторе
имеется и ряд других представляющих интерес конструктивных
элементов, назначение которых описано ниже.
Сепаратор работает по следующему циклу: перед началом
сепарирования по трубопроводу 2 подают буферную жидкость,
поступающую через гидроузел в полость под подвижным дни-
щем 25, разделенную на две камеры: внешнюю 5 и внутрен-
нюю 4. Под действием гидростатического давления, возникаю-
щего в этих камерах, подвижное днище перемещается вверх,
160
перекрывая разгрузочные щели 22. После этого по коммуника-
ции 14 в ротор 17 направляется подлежащая разделению сус-
пензия. Твердая фаза накапливается в шламовом пространст-
ве 20, а фугат удаляется из сепаратора по коммуникации 15 под
давлением, создаваемым напорным диском 16.
При необходимости выгрузки осадка внешняя камера 5 ос-
вобождается от буферной жидкости при срабатывании гидрав-
лически управляемого клапана 24, к которому в момент раз-
грузки подается по трубопроводу 1 соответствующее количество
буферной жидкости. В результате снижения давления под по-
движным днищем 25, оно опускается под действием гидростати-
ческого давления в шламовом пространстве 20 и сепарационной
камере 18, открывая разгрузочные щели 22. При выбросе осад-
ка радиус расположения уровня свободной поверхности жидко-
сти в роторе увеличивается, давление сверху на подвижное дни-
ще при этом снижается, и в момент, когда усилие, создаваемое
этим давлением становится меньше, чем создаваемое гидроста-
тическим давлением в камере 4, подвижное днище перемещает-
ся снова вверх, независимо от скорости заполнения камеры 5
буферной жидкостью. Таким образом, время, в течение которо-
го разгрузочные щели открыты, определяется количеством вы-
брошенного из ротора продукта. Изменением радиуса располо-
жения кольцевого слоя буферной жидкости в камере 4 можно
достичь практически любой степени опорожнения ротора. При
необходимости полной разгрузки ротора буферная жидкость
удаляется не только из камеры 5 через каналы 23, но и из каме-
ры 4 (при подаче дополнительно буферной жидкости по трубо-
проводу 3), вследствие чего полностью снимается давление сни-
зу на подвижное днище и оно может оставаться более длитель-
ный промежуток времени в положении, соответствующем от-
крытию разгрузочных щелей.
Разгрузкой ротора можно управлять как вручную, так и в
автоматическом режиме. Схема автоматического управления
системой разгрузки основана на индикации уровня осадка в
шламовом пространстве ротора. Принцип работы этой системы
автоматизации заключается в следующем: в процессе сепариро-
вания часть жидкости, которую можно назвать «сигнальной»,
непрерывно поступает в полость 6 между разделительным эле-
ментом 7 и крышкой ротора 19 и отводится из сепаратора вспо-
могательным напорным диском 9, предварительно подвергаясь
осветлению в пространствах между дополнительными тарелка-
ми 8. Под давлением, создаваемым напорным диском 9, «сиг-
нальная» жидкость, поступая в цилиндр 13, поддерживает по-
плавок 12 в верхнем положении. При заполнении шламового
пространства 20 осадком до наружной кромки разделительного
элемента 7, доступ «сигнальной» жидкости в полость 6 прекра-
щается, давление в цилиндре 13 снижается и поплавок 12 опу-
скается. При перемещении поплавка, от индукционного датчи-
ка 11 поступает сигнал на пульт управления 10 и срабатывают
11—658
161
соответствующие электромагнитные или пневматические клапа-
ны, расположенные на трубопроводах подачи буферной жидко-
сти, в результате чего автоматически обеспечивается разгрузка
ротора 17.
Предусмотрена также возможность использования систем
автоматического управления, основанных либо на программиро-
вании по времени, либо по индикации мутности фугата.
В сепараторе предусмотрена гидрогерметизация ротора, что
до минимума снижает возможность соприкосновения продукта с
воздухом. Для снижения уровня шума при разгрузке ротора,
в крышке приемника осадка размещен звукоизолирующий ма-
териал 21.
В этом сепараторе использован и комплекс других элемен-
тов контроля и управления, которые в том или ином сочетании
применяются в ряде отечественных и зарубежных сепараторов:
контролируются температура и износ подшипников, вибра-
ция, наличие смазки, частота вращения ротора, температура об-
мотки электродвигателя;
имеется блокировка, автоматически отключающая электро-
двигатель сепаратора при превышении заданного уровня конт-
ролируемых параметров;
предусмотрено торможение с помощью гидравлического тор-
моза в области высоких оборотов с последующим противопуско-
вым торможением электродвигателя.
В роторах с подвижным днищем, конструкция которых в на-
стоящее время наиболее распространена, возможна как частич-
ная, так и полная разгрузка, но осуществление полного откры-
тия щелей на относительно большой промежуток времени обыч-
но затруднено.
Между тем, полное центробежное удаление осадка, содержа-
щего волокнистые или залипающие вещества возможно лишь
при условии, что разгрузочные щели имеют достаточно большое
сечение и открываются на требуемый промежуток времени.
Это условие обеспечивается 1конструкцией сепаратора ЗД 100,
разработанного фирмой «Вестфалия Сепаратор» для осветления
суспензий в химикофармацевтической промышленности, при про-
изводстве безалкогольных напитков и др.
Отличительная особенность ротора этого сепаратора — нали-
чие дополнительной камеры 4 разгрузки (рис. 9-4). Эта камера
представляет собой полость, образованную ограничителем 5,
зафиксированным на ступице основания ротора, и подвижным
днищем 3, центральный участок которого имеет соответствую-
щую конфигурацию. Камера 4 постоянно заполнена буферной
жидкостью, поступающей по каналам 7 от гидроузла 6. Когда
полость 8 под подвижным днищем 3 опорожняется, днище опус-
кается, открывая разгрузочные щели 9.
В отличие от рассмотренных ранее схем, гидростатическое
давление в камере 4 создает постоянное усилие сверху на по-
162
движное днище, разгрузочные щели остаются открытыми на
максимальное расстояние даже при полной разгрузке ротора и
при частичном заполнении полости 8 жидкостью. Лишь при пе-
рекрытии каналов 1 при помощи клапанов 2 и максимальном
заполнении полости 8, в ней создается достаточное гидростати-
ческое давление, усилие от которого превышает силу от давле-
ния в камере 4 и поднимает подвижное днище, вновь гермети-
зируя шламовое пространство.
Принудительное перемещение подвижного днища обеспечи-
вает независимость разгрузки от свойств продукта, трения в си-
стеме разгрузки, давления в водопроводной сети и пр. Сочетание
в одном роторе двухкамерной полости под подвижным днищем и
камеры принудительного открытия обеспечивает широкий диа-
пазон количества выгружаемого осадка. Буферная жидкость по-
дается только при разгрузке ротора.
Сепаратор ХА 100 выпускается в двух модификациях — с ро-
тором, укомплектованным камерой принудительного открытия,
а так же в конструктивном исполнении, аналогичном сепарато-
ру ХА 160 (см. рис. 9-3).
Наличие охлаждающих камер предотвращает нагрев выгру-
жаемого осадка и прилипание его к стенкам приемника.
Характерной особенностью конструкции сепаратора являет-
ся возможность сохранения стерильных условий внутри ротора
в периоды между работой сепаратора. С помощью доступного
снаружи эксцентрикового устройства обеспечивается изоляция
приводного механизма от пространства, окружающего ротор.
Для обеспечения герметизации предусмотрена следующая систе-
ма: гидроузел для подачи буферной жидкости установлен на
эластичной пластине, прикрепленной к станине. При повороте
эксцентрикового болта гидроузел поднимается и прижимается
своей верхней кромкой к уплотнительному кольцу, смонтирован-
ному в нижней части основания ротора. При перекрытии всех
подводящих и отводящих коммуникаций верхняя полость сепа-
ратора может быть заполнена моющей дезенфицирующей жид-
костью. Возможна также стерилизация полостей и ротора па-
ром с.температурой до ПО °C.
Фирма «Альфа Лаваль» выпускает серию оригинальных се-
параторов Альфакс, предназначенных для очистки судового ди-
зельного топлива, смазочных масел, тяжелого жидкого топли-
ва, масла для гидравлических систем, смазочно-охлаждающих
эмульсий и т. п.
Основная отличительная особенность этих сепараторов — си-
стема разгрузки ротора и способ вытеснения масла или другого
легкого компонента перед разгрузкой. В этой конструкции явно
отражена тенденция ж повышению четкости работы разгрузоч-
ного механизма при частичной разгрузке ротора и к независимо-
сти цикла работы от внешних условий эксплуатации. Серия
Альфакс включает несколько моделей сепараторов WHPX раз-
личной производительности.
11*
163
Рис. 9-4. Ротор сепаратора SA 100
Рис. 9-5. Ротор сепаратора Альфакс
На рис. 9-5 представлена схема ротора сепаратора Альфакс,
принцип работы которого заключается в следующем:
перед началом сепарирования по коммуникации 15 в гидро-
узел 14 подают буферную жидкость (воду), которая по кана-
лу 13 поступает в полость 12. Под действием гидростатического
давления подвижное днище 7 поднимается и плотно прижима-
ется к крышке ротора, перекрывая разгрузочные щели 6. Ком-
муникация 15 остается открытой во все время работы и посту-
пающая по ней вода служит как для подпитки, так и для за-
полнения полости 12 после разгрузки. Затем перекрывается ли-
ния 2 отвода из ротора воды или другого тяжелого жидкого
компонента и по каналу 25 подается вода для образования в ро-
торе гидрозатвора, препятствующего проникновению масла или
другого легкого компонента в периферийную зону ротора. Вода
через камеру водоотводящего напорного диска 24 и зазор меж-
ду крышкой и разделительной тарелкой 23 поступает в шламо-
вое пространство, перекрывая наружную кромку разделитель-
ной тарелки. После этого коммуникация 2 открывается, а в под-
водящий трубопровод 1 встроенным шестеренным насосом по-
дают загрязненное масло или другой продукт, подвергаемый
обезвоживанию и очистке. Процесс сепарирования происходит
в пакете тарелок 5, число которых (50—150 шт.) зависит от
размеров сепаратора. Расстояние между тарелками составляет
0,6 мм, толщина тарелки— около 0,5 мм. Чистое масло удаля-
ется из ротора напорным диском 4, вода— напорным диском 24,
а осадок накапливается в шламовом’ пространстве.
Для эффективного осуществления процесса сепарирования
необходимы правильный выбор и стабильное расположение по-
164
верхности разграничения фаз. В конструкции Альфакс для згой
цели предусмотрен набор сменных гравитационных шайб 3, ко-
торые устанавливаются на входе отделенной воды в камеру на-
порного диска 24, а также возможность дополнительной коррек-
тировки путем создания соответствующего противодавления в
коммуникациях отвода воды и масла.
При сепарировании эмульсий не исключена возможность их
дополнительного эмульгирования в роторе, которое наиболее ве-
роятно в зоне разграничения фаз. Для предотвращения взаим-
ного проскальзывания масла и воды в роторе предусмотрена
крыльчатка 22, размещенная на периферии одной из тарелок,
расположенных в середине пакета.
После накопления в шламовом пространстве определенного
количества осадка его выгружают из ротора. Предварительно
перекрывается коммуникация 2 и в канал 25 вводится промы-
вочная вода в количестве, равном объему подлежащего выгруз-
ке осадка. При этом поверхность разграничения фаз смещается
внутрь пакета тарелок с тем, чтобы при открытии разгрузочных
щелей исключить возможность потерь масла с выгружаемыми
осадком и водой. Такой способ оттеснения масла к центру, в от-
личие от традиционного для саморазгружающихся сепараторов,
вытеснения масла из ротора путем подачи воды через тарелко-
держатель, снижает возможность эмульгирования, требует мень-
шего количества воды и сохраняет качество отводимого масла в
период разгрузки.
После того, как ротор подготовлен к разгрузке, по коммуни-
кации 16 в соответствующую камеру гидроузла подается крат-
ковременным импульсом буферная вода, поступающая в по-
лость 11 над вспомогательным поршнем 10. Гидростатическое
давление преодолевает силу затянутых пружин 17 (в ряде мо-
делей вместо пружин применены гидравлически управляемые
поршни) и вспомогательный поршень опускаясь, открывает
сливные каналы 21. Вода из полости 12 выходит в камеры 8
дозирующего кольца 19. Подвижное днище под действием гид-
ростатического давления в роторе перемещается вниз, открывая
разгрузочные щели для выгрузки осадка и воды. Камера 8 име-
ет ограничительный канал 18 и дроссельные отверстия 9 и 20,
обладающие строго определенной пропускной способностью.
Когда давление воды в камерах 8 дозировочного кольца над
вспомогательным поршнем и под ним сравняется, вспомогатель-
ный поршень под воздействием пружин перемещается вверх, за-
крывая сливные каналы 21, вода из коммуникации 15 заполня-
ет полость 12 и подвижное днище возвращается в верхнее поло-
жение, перекрывая разгрузочные щели 6. Прекращается подача
промывной воды по каналу 25 и продолжается обычный про-
цесс сепарирования. Во время разгрузки подача продукта не
прекращается. Разгрузочные щели открываются лишь на 0,1 с
и за это время выбрасывается точно определенный объем осад-
ка и воды. В получаемом осадке содержится 15—20% сухих
165
Веществ. Наличие дозирующего кольца и устройство гидроузла
исключают влияние на количество выгружаемого осадка произ-
водительности сепаратора, давления буферной воды, ее коли-
чества, поступающего к гидроузлу. Оператор также не может
'произвольно менять объем выгрузки. Кроме независимости раз-
грузки от внешних условий, к преимуществам рассмотренной си-
стемы фирма относит возможность работы при повышенной
концентрации осадка (до 20%), так как ротор можно разгру-
жать часто без заметного повышения износа приводного меха-
низма ввиду малого объема выгрузки.
Недостатком этой системы можно считать невозможность
единовременной полной разгрузки ротора. Для ее выполнения
следует предварительно прекратить подачу продукта в ротор,
а затем сделать несколько разгрузок, за каждую из которых
удаляется одинаковый объем смеси из ротора. Таким образом,
полную очистку ротора, особенно необходимую при безразбор-
<ной мойке, можно проводить только в несколько этапов.
Сепаратор комплектуется программным регулятором. Все
операции цикла выполняются в заданной последовательности с
помощью электронного датчика через определенный промежуток
времени. Сигнальная система обеспечивает наблюдение за дав-
лением масла на выходе, исправностью системы разгрузки, на-
пряжением сети, температурой сепарирования, вибрацией.
При сепарировании различных жидкостных систем произво-
дительность каждой модели сепаратора зависит от разделяемо-
сти продукта и режима сепарирования. Например, при регене-
рации смазочно-охлаждающей жидкости фирма рекомендует
принимать производительность до 30% от номинальной. В ис-
ходном продукте обычно допускается до 4—5% взвесей и 10—
20% воды, но при необходимости возможно и более высокое со-
держание взвесей при условии снижения производительности и
частых разгрузок ротора.
Сепараторы с принудительным перемещением поршня.
В большинстве конструкций сепараторов для принудительного
Перемещения поршня используют давление буферной жидкости.
В отечественных сепараторах ОДВ и УОВ применен ротор с
внутренним поршнем и буферная жидкость используется как для
Поднятия поршня при перекрытии разгрузочных щелей, так и
для опускания его при выгрузке осадка.
Сепаратор ОДВ (рис. 9-6) предназначен для осветления
тонкодисперсных суспензий. В нем проводится очистка сточных
вод от гидроксидов металлов, очистка растворов полиэлектро-
литов, минеральных масел, экстрактов в медицинской промыш-
ленности.
Перед началом работы в камеру 13 ротора подают буфер-
ную жидкость, которая отсюда поступает в полость И под
внутренним поршнем 2 и, одновременно, по каналам 5 <в по-
лость 4, расположенную над поршнем. При прекращении подачи
буферная жидкость из полости 4 полностью удаляется через ка-
166
Рис. 9-6. Сепаратор-очиститель с внутренним поршнем для разгрузки ротора
налы 3, а в полости 11 образует кольцевой слой, ограниченный
радиусом расположения ограничительного канала 1. Под дейст-
вием гидростатического давления, возникающего в полости 11,
поршень поднимается, перекрывая разгрузочные щели 9.
После перекрытия разгрузочных щелей в ротор по централь-
ной трубке 6 подается подлежащая осветлению суспензия, по-
167
ступающая из тарелкодержателя в шламовое пространство 10,
где отделяются наиболее крупные частицы. Затем суспензия с
несколько сниженной концентрацией дисперсной фазы направ-
ляется в пакет тарелок 8, в котором происходит ее окончатель-
ное осветление. Ротор может укомплектовываться двумя смен-
ными пакетами тарелок с зазором 0,4 и 0,8 мм в зависимости
от свойств очищаемого продукта. Фугат отводится под давле-
нием, создаваемым напорным диском 7, а частицы дисперсной
фазы выводятся из межтарелочных пространств в шламовое
пространство. После его заполнения до расчетной величины, по-
дачу суспензии прекращают. В камеру 13 вновь подают буфер-
ную жидкость в количестве, превышающем ее расход через ка-
налы 3 и 12. Пропускная способность каналов 12 меньше, чем
ограничительного канала 1, вследствие чего давление в поло-
сти 11 сохраняется постоянным. При этом слой жидкости в по-
лости 4 возрастает до радиуса расположения каналов 5 и сила
от гидростатического давления, возникающего в ней, заставляет
поршень 2 перемещаться вниз, открывая разгрузочные щели 9,
через которые из ротора выбрасывается осадок вместе с меж-
тарелочной жидкостью.
Подачу буферной жидкости прекращают, она опять удаляет-
ся из ротора по каналам 3 и поршень возвращается в верхнее
положение под действием сохраняющегося гидростатического
давления в полости И, после чего процесс сепарирования возоб-
новляется.
Сепаратор УОВ — машина многоцелевого назначения. Его
можно использовать как для разделения эмульсий, так и при
осветлении суспензий. Характерными примерами применения
являются обезвоживание и очистка от механических примесей
нефтепродуктов, смазочных масел, очистка моющих средств, от-
работанных масел и т. д.
На рис. 9-7 сепаратор УОВ представлен в сборке разделите-
ля. Работа разгрузочного механизма аналогична действию его
в сепараторе ОДВ.
При работе сепаратора в качестве разделителя поступаю-
щая в ротор эмульсия направляется в пакет 3 через отверстия 6,
расположенные в непосредственной близости от периферии та-
релок. Такое расположение отверстий предопределяет техноло-
гическое назначение сепаратора — в нем с большой эффектив-
ностью разделяются эмульсии, в которых основную часть объ-
ема составляет легкий компонент. Так же, как и в сепараторе
ОДВ, ротор укомплектовывается сменными пакетами тарелок с
зазором 0,4 и 0,8 мм. Выделенный в межтарелочном простран-
стве тяжелый компонент вместе с механическими примесями
перемещается по внутренней поверхности тарелок к их перифе-
рии. Твердые частицы отбрасываются в шламовое пространство,
а жидкость, достигнув наружной кромки разделительной тарел-
ки 5, поднимается по каналам между этой тарелкой и крыш-
кой 4 ротора к отводящему устройству, выполненному в виде
168
Рис. 9-7. Ротор сепаратора очистителя-разделителя
Рис. 9-8. Ротор сепаратора с кольцевой разгрузочной щелью
сменной гравитационной шайбы 2. В зависимости от разности
плотностей и соотношения объемов тяжелого и легкого компо-
нентов, устанавливается гравитационная шайба соответствую-
щего проходного сечения. Легкий компонент оттесняется к цент-
ру и по наружным каналам тарелкодержателя поступает в гор-
ловину разделительной тарелки, откуда выводится через отвер-
стия 1.
При сборке ротора сепаратора УОВ по схеме очистителя
вместо гравитационной шайбы устанавливают узел уплотнения.
Он состоит из металлического кольца с резиновым уплотнением,
охватывающим горловину разделительной тарелки снаружи.
Верхний торец уплотнения прижимается к кольцу крышкой,
имеющей форму гравитационной шайбы минимального диамет-
ра. При такой сборке перекрывается выход из каналов между
разделительной тарелкой и крышкой ротора и вся очищенная
жидкость поступает в горловину разделительной тарелки по пу-
ти легкого компонента.
Управлять циклами работы сепараторов ОДВ и УОВ можно
вручную, что практикуется ври малой концентрации осадка и
соответственно большому промежутку времени между разгруз-
ками ротора, и с помощью системы автоматики, если разгрузка
необходима достаточно часто.
При очистке взрывоопасных продуктов в полости сепарато-
ров ОДВ и УОВ подают под избыточным давлением азот или
другой нейтральный газ. Пропускная способность этих сепара-
торов— до 10 м3/ч.
169
При осуществлении ряда процессов в химической и смежных
отраслях промышленности образуются суспензии или эмульсии,
содержащие волокнистые или другие трудно удаляемые осадки.
В подавляющем большинстве конструкций выброс осадка из ро-
тора происходит через выполненные в основании ротора щели
различной конфигурации, разделенные перемычками. Эти пере-
мычки должны обладать достаточной прочностью и устойчи-
востью к эрозии. При их значительной ширине затрудняется вы-
брос осадка, вследствие чего возможно возникновение диаба-
ланса. Вследствие этого для некоторых производств более эф-
фективно могут использоваться сепараторы, в которых осадок
может выбрасываться через кольцевую щель по всей окружно-
сти ротора.
Из имеющихся за рубежом сепараторов с кольцевой разгру-
зочной щелью в роторе, остановимся на конструкции сепаратора
типа BS, выпускаемого фирмой «Гумбольдт Ведаг» для исполь-
зования при очистке сточных вод, отработанного масла, отхо-
дов химических производств [144].
Сепараторы BS производятся нескольких типоразмеров,
внутренний диаметр самого большого ротора 800 мм. Ротор се-
паратора BS, собранный по схеме разделителя, представлен на
рис. 9-8. Основание ротора 6 имеет удлиненную ступицу с раз-
витой резьбой во внутренней полости. Наружная поверхность
ступицы вместе с опорой 5 является тарелкодержателем, на ко-
тором устанавливается набор рабочих тарелок 4 и разделитель-
ная тарелка 3. В верхней части ступицы предусмотрена цилинд-
рическая посадочная поверхность для установки крышки 2,
плотно прижимаемой к пакету тарелок резьбовой втулкой 1.
При этом между основанием 6 и крышкой 2 образуется кольце-
вая щель 12 шириной до 5 мм. С помощью сменных деталей ро-
тор может быть собран по схеме очистителя.
Существенной отличительной особенностью ротора является
конструкция разгрузочного устройства. Поршень 11 прижима-
ется к крышке под действием кольцевой пружины 10, размещен-
ной между уступами основания и выступом 13 поршня 11. При
подаче в гидроузел 9 буферной жидкости, в полости 8 возника-
ет гидростатическое давление, перемещающее поршень в ниж-
нее положение. При этом открывается кольцевая разгрузочная
щель 12 и осадок выбрасывается из ротора. Когда прекращает-
ся подача буферной жидкости, она удаляется через дренажные
каналы 7 и поршень под действием пружины возвращается в
верхнее положение. Таким образом, ротор во время вращения
и во время простоя постоянно остается закрытым.
Жидкие компоненты удаляются из ротора под давлением,
создаваемым напорными дисками 14 и 15.
Определенный интерес для химической, ферментной, микро-
биологической и других отраслей промышленности представляет
одно из направлений в области развития саморазгружающихся
сепараторов, разрабатываемое параллельно зарубежными фир-
170
мами «Вестфалия Сепаратор» и «Альфа Лаваль». Эти разра-
ботки направлены на объединение в одной конструкции положи-
тельных особенностей, присущих сепараторам с центробежной
периодической и центробежной непрерывной выгрузкой осадка
(сопловых) [145]. При этом основная задача — улучшение ха-
рактеристик сопловых сепараторов, т. е. повышение содержания
сухих веществ в осадке и обеспечение безразборной мойки.
В то же время необходимо сохранить высокую производитель-
ность, присущую сопловым сепараторам. Поставленные задачи
решаются путем создания ротора, имеющего на периферии шла-
мового пространства вертикальные каналы, перекрываемые уп-
равляемым кольцевым поршнем. В стенках ротора отсутствуют
разгрузочные щели, наличие которых снижает прочность детали
и вызывает дополнительные концентрации напряжений. В ре-
зультате этого частота вращения ротора увеличивается в срав-
нении с другими конструкциями саморазгружающихся сепарато-
ров таких же габаритов, и сепараторы с такой системой раз-
грузки могут обладать повышенным индексом производительно-
сти. Вследствие этой особенности, фирмы рекомендуют исполь-
зовать сепараторы для разделения тонкодисперсных суспензий.
Так как каналы для отвода осадка открываются периодиче-
ски, они могут иметь большое проходное сечение, исключающее
закупорку, свойственную каналам в роторах с непрерывной
центробежной выгрузкой осадка.
Наряду с указанными преимуществами, рассматриваемая
конструкция обладает и недостатками: возможна обработка
только суспензий, дисперсная фаза которых имеет повышенные
пластические свойства и не переуплотняется в центробежном
поле, а концентрация ее невелика.
Принцип центробежной периодической выгрузки осадка че-
рез вертикальные каналы использован фирмой «Вестфалия Се-
паратор» в сепараторе CSA 160.
На рис. 9-9 представлена принципиальная схема основных
узлов сепаратора CSA 160. На левой стороне рисунка ротор изо-
бражен с закрытыми разгрузочными каналами, на правой —
в момент выгрузки осадка.
Перед началом сепарирования в гидроузел 10 подают пор-
цию буферной воды в количестве, достаточном для заполнения
камеры закрытия 11. Возникающее здесь гидростатическое дав-
ление перемещает кольцевой поршень 12 в верхнее положение,
перекрывая разгрузочные каналы 13. По патрубку 1 в сепара-
тор подают суспензию, дисперсная фаза которой после выделе-
ния накапливается в шламовом пространстве. Фугат отводится
из сепаратора под давлением, создаваемым напорным дис-
ком 16. При необходимости выгрузки осадка вновь подключают
подачу буферной воды, которая от гидроузла 10 по каналам 9
поступает в камеру разгрузки 8 и создает в ней гидростатиче-
ское давление на внутреннюю отбортовку поршня, достаточное
для его перемещения в нижнее положение. Разгрузочные кана-
171
Рис. 9.9. Ротор сепаратора CSA 160
лы 13 при этом открываются и осадок выбрасывается из рото-
ра через каналы 5. При прекращении подачи буферной воды
находящаяся в камере 8 жидкость полностью удаляется из ро-
тора по дренажному каналу 7 и поршень вновь поднимается
под действием гидростатического давления, сохраняющегося в
камере 11.
Цикличность разгрузок может быть автоматизирована. Для
этого в отводящей коммуникации установлен датчик 2, вклю-
чающий в себя фотоэлемент, который подает соответствующий
сигнал на пульт 15, когда оптическая плотность фугата превы-
сит заданную величину, что будет свидетельствовать о заполне-
нии шламового пространства осадком до допустимого уровня.
Импульс пульта управления передается электромагнитному или
пневматическому клапану 6, обеспечивающему открытие линии
подачи буферной воды на предусмотренный оператором проме-
жуток времени. Система автоматического управления допускает
возможность частичной или полной разгрузки, комбинированной
(последовательно чередующейся частичной и полной), а также
подачу >моющей жидкости после каждой полной разгрузки. Про-
должительность открытия клапана 6 на подаче буферной воды
составляет 0,5—1 с при частичной разгрузке и до 10 с — при
полной.
Рекомендуемое содержание твердой фазы в суспензии состав-
ляет 0,5—1% (об.). При большей концентрации предлагается
предварительно осветлять суспензию в обычном сепараторе с
центробежной периодической разгрузкой ротора.
С целью предотвращения окисления продуктов сепарирова-
ния конструкцией предусмотрена возможность подачи инертно-
го газа через патрубок 3 в полость между ротором и крышкой
сепаратора. В этом случае в сифон 14 заливают жидкость, слу-
жащую гидрозатвором для газа.
Расположение разгрузочных каналов и другие конструктив-
ные особенности сепаратора способствовали повышению факто-
172
ра разделения до 15000 g [146], что дает возможность выделе-
ния частиц размером порядка 0,1 мкм. В результате столь высо-
кой разделяющей способности в ряде случаев отпадает необхо-
димость в контрольном фильтровании фугата после сепариро-
вания.
Привод сепаратора — фланцевый электродвигатель, соеди-
няемый через гидромуфту и винтовую передачу. Для контроля
за вибрацией служат датчики, размещенные в зоне горловой
опоры. Снижение уровня шума при работе и разгрузке ротора
достигается заполнением полости 4 звукоизолирующим мате-
риалом.
Сепаратор может быть изготовлен в герметичном исполне-
нии с устройством для гидрогерметизации либо с механически-
ми уплотнениями.
В этом случае для подвода суспензии и отвода фугата слу-
жат напорные диски. При использовании гидрогерметизации
пропускная способность сепаратора может достигать 50 м3/ч.
В случае герметизации манжетами, пропускная способность со-
ставляет лишь 20 м3/ч. Снижение пропускной способности в
последнем случае объясняется необходимостью уменьшения диа-
метра подводящей коммуникации в зоне установки манжет с
целью снижения окружной скорости на поверхности скольжения
между подвижными и стационарными элементами уплотнений.
Вертикальные разгрузочные каналы использованы, также в
сепараторах АХ213, выпускаемых фирмой «Альфа Лаваль»
(рис. 9-10).
В отличие от рассмотренной конструкции сепаратора CSA160
здесь разгрузочные каналы 10 перекрываются кольцевым порш-
нем 5 под воздействием цилиндрических винтовых пружин 6.
При этом каналы 10 герметизируются при помощи цилиндриче-
ских уплотнительных элементов 8, а не в результате прижатия
поршня по всей верхней кромке к основанию 9 ротора. Кольце-
вой поршень 5 перемещается в нижнее положение при подаче
сжатого воздуха через полый вертикальный вал 3 по каналу 4
в надпоршневую полость 7.
В шламовом пространстве на основании ротора имеются сег-
ментные выступы, образующие воронкообразные каналы, на-
правляющие выделенные частицы к разгрузочным каналам, что
способствует предотвращению образования застойных зон с
осадком. В результате сочетания действия сжатого воздуха и
возвратных пружин разгрузочные каналы открываются лишь на
0,09 с, вследствие чего из ротора удаляется лишь весьма малое
количество жидкости или она вообще не выходит.
К положительным особенностям конструкции сепаратора
АХ213 относится обеспечение санитарно-технических требований
при эксплуатации, так как под действием возвратных пружин
ротор всегда остается закрытым (за исключением моментов
разгрузки), даже когда машина не работает, что способствует
сохранению его стерильности, а использование сжатого воздуха
173
Рис. 9.10. Ротор сепаратора 4X213
Рис. 9-11. Расчетная схема разгрузочных устройств сепараторов с центро-
бежной пульсирующей выгрузкой осадка
при разгрузке предотвращает возможность загрязнения продук-
та в роторе или разбавление осадка жидкостью.
В сепараторе предусмотрена гидрогерметизация, осуществ-
ляемая подачей жидкости по каналам 11 в камеру 1 с напор-
ным диском 2. При необходимости возможна подача хладоаген-
та или вспомогательного продукта к отводящим коммуникаци-
ям по каналу 12.
Разделяющий фактор на периферии ротора доходит до
14200 g, что позволяет выделять частицы порядка 0,5 мкм.
В сепараторе ЛХ213 предусмотрена подача инертного газа,
охлаждающего воздуха и воды для охлаждения ротора. Систе-
ма автоматизации предусматривает программирование разгруз-
ки ротора и безразборной мойки.
9.2. Гидравлические расчеты разгрузочных
устройств ротора
Параметры разгрузочного устройства, которые обеспечива-
ют герметичность уплотнения ротора при сепапировании продук-
та и возможность перемещения уплотняющих подвижных эле-
ментов при разгрузке ротора или при отводе межтарелочной
жидкости определяются расчетом.
Общая схема взаимодействия сил, являющихся объектом
расчета, представлена на рис. 9-11.
174
В соответствии с поставленной задачей, принят следующий
расчетный цикл [60]:
а) гидромеханический расчет поршневого устройства, пере-
крывающего разгрузочные отверстия ротора;
б) гидромеханический расчет клапанных и других систем,
обеспечивающих возможность перемещения поршня или отаод
межтарелочной жидкости при двухэтапной разгрузке ротора;
в) гидравлический расчет коммуникаций внутри ротора и
внешних устройств для подачи буферной жидкости.
Для отдельных конструкций исключается пункт б и вводят-
ся дополнительные вспомогательные расчеты.
В основе расчетов лежат известные формулы определения
давления жидкости во вращающемся роторе и усилия, создавае-
мого этим давлением на определенный элемент ротора.
Применительно к общей расчетной схеме разгрузочных уст-
ройств показанной на рис. 9-11, основные формулы имеют сле-
дующий вид:
Рж *= (Рсм«2/2) (гJ2 — гоа) (9 • 1)
Р t= (лрсмы2/4) (гх2—г02)2 (9.2) ^^(лресо2^)^2-^2)2 (9.3)
7’(=(лрбсо2/4)(гв2-г52)2 (9.4) Ft=ji(r22—f^2), (9.5)
где рж — давление жидкости в зоне внутренней уплотняющей кромки порш-
ня; Р — сила, вызываемая давлением жидкости в роторе, действующая на
поршень; N№ — сила, вызываемая давлением буферной жидкости, переме-
щающая поршень в рабочее положение, соответствующее перекрытию разгру-
зочных отверстий; Т — сила, вызываемая давлением буферной жидкости, пе-
ремещающая поршень для открытия разгрузочных щелей; F — площадь уп-
лотняющей кромки поршня; рСм — эквивалентная плотность, жидкой смеси,
находящейся в роторе, которая может быть определена по формуле (9.6);
ре — плотность буферной жидкости;
Рсм — [Рос (ri2— г2ос) -f- Рж (г2ос ro2)]/(ri2 го~)- (9-6)
При подстановке значения плотности осадка рОс следует
учитывать, что влажность, с которой осадок может еще вы-
грузиться из ротора, не зависнув на его стенках, должна быть
не менее 70%, т. е.
Рос (Рт • 0,3 -f- Рж *0,7).
Для определения Р возможен дифференциальный подход с
учетом суммы давления на поршень осадка и слоя жидкости,
определяемых раздельно. Тогда
Р^Н/4) [рж (г,2- го2)2 + Др (гх2- г72)2]. (9.7)
Практически для большинства конструкций достаточно
удовлетворительные результаты дают расчеты по формуле
(9.2).
Для герметизации уплотнения необходимо создавать опре-
деленный перепад между давлением жидкости внутри бараба-
на и давлением подвижного элемента на уплотняющую поверх-
ность, которое создается под действием буферной жидкости.
175
Для учета этого перепада в расчет вводят коэффициент Кг на-
дежности герметизации
КгРж>=(Яж— P)/F (9.8) KrPn^N^/F. (9.9)
Формулу (9.8) применяют для расчета конструкции бараба-
нов, в которой движущей силой, перемещающей подвижной
элемент при выгрузке осадка, является давление жидкости,
находящейся в барабане. Силу Р необходимо учитывать также
при наличии внутренней фаски на подвижном элементе в зоне
уплотнения.
Формулу (9.9) следует использовать при расчете конструк-
ций с принудительным перемещением подвижного элемента под
действием буферной жидкости. При расчете этих конструкций
T>N*. (9.10)
На основании опытных данных значение коэффициента Кг
принимают в пределах 1,5...3,0. Так, при применении уплотняю-
щей пары сталь—резина, Кг следует принимать 1,5...2, для
пары сталь — капролон или других полимерных уплотнений
Кг=2...2,5, для пары сталь —сталь ЛГ>Ю.
На основании анализа основных конструкций сепараторов
с пульсирующей центробежной выгрузкой осадка можно при
расчете использовать эмпирическую зависимость между разме-
рами, определяющими площадь уплотняющей поверхности:
r2t= (1,02... l,03)rv (9.11)
При этом -
(9.12)
Приведенные формулы для определения взаимодействия
основных действующих сил при работе разгрузочных устройств
могут быть использованы при расчете как имеющихся, так и
вновь создаваемых сепараторов с центробежной пульсирующей
выгрузкой осадка. В зависимости от конструктивного оформле-
ния отдельных узлов в формулах должны использоваться кон-
кретные значения параметров (в основном — радиусы располо-
жения соответствующих жидкостных цилиндрических поверх-
ностей), определяющих давления и силы в разгрузочной си-
стеме ротора.
Расчеты разгрузочных устройств
с принудительным перемещением поршня
Отверстия для выгрузки осадка выполняются в основании
ротора в виде горизонтально расположенных сопел или щелей,
либо в виде вертикальных каналов. Для перекрытия горизон-
тальных разгрузочных отверстий применяют поршни, располо-
женные либо внутри, либо снаружи основания ротора, а для
перекрытия вертикальных каналов — торцовые поршни.
Для перемещения этих поршней используют обычно буфер-
ную жидкость, в качестве которой применяют водопроводную
176
воду или один из разделяемых компонентов, либо — значитель-
но реже — сжатый воздух.
Роторы с внутренним поршнем. В соответствии с расчетной
схемой, показанной на рис. 9-12, при расчете роторов этого
типа следует использовать формулу (9.9) при соблюдении не-
равенства (9.10).
Рассмотрим действие сил в соответствии с расчетной схемой.
Буферная жидкость, подаваемая в полость А, удаляется из
нее по каналам d и dQ соответственно в полости Б и В.
Под действием гидростатического давления в полости Б воз-
никает сила Nx, перемещающая поршень 3 в верхнее положе-
ние и прижимающая его кромку к уплотнению 5, перекрывая
тем самым разгрузочные щели 4. Так как пропускная способ-
ность канала d значительно меньше, чем канала dp расположен-
ного в основании ротора 2, уровень жидкости в полости Б
все время поддерживается практически постоянным, кольцевой
слой жидкости ограничен радиусами г3 и и толщина его
может регулироваться только смещением расположения канала
dp, т. е. изменением г4. Полость В через канал d$ сообщается
с окружающим барабан пространством. Кольцевой слой жид-
кости в ней может изменяться (в зависимости от количества
поступающей буферной жидкости) от 0 до максимального,
ограниченного радиусами Л и Гв- Соответственно изменяется и
сила Т, под действием которой поршень перемещается вниз,
открывая разгрузочные щели.
Из изложенного очевидно, что сущность гидромеханического
расчета подвижного элемента данного типа сводится к опреде-
лению соотношения между размерами г3 и п поршня и радиу-
сом г4 расположения ограничительного канала. Формулу (9.9).
применительно к расчету барабанов с внутренним поршнем
представим в следующем виде:
(лр6с^/4) (г32- r42)2 (Рсмй2/2) (Г?- ГО2) л (г22- г*) Кг. (9.13)
Принимая Го=0 и используя равенство (9.11), получим
г4тах К^-УбЛ)0.1^2- (9-14)
Определяемый по формуле (9.14) г4 является максимально
допустимым из условия надежности герметизации; минималь-
ное значение параметра г4 можно определить, исходя из сле-
дующих соображений:
Сила Т может быть определена по формуле
Т .= (лРбЫ2/4) (г,2- г52)2. (9.15)
Представленное выше неравенство 7’>Л^Ж примет вид:
(лрбы2/4) (гг2 — rs2)2 > (лрбй2/4) (г32— Г42)2
или
(г^-г^Хл2-^2)2
12-658 177
Рис. 9-12. Расчетная схема разгрузочного узла ротора с внутренним порш-
нем
Рис. 9-13. Расчетная схема разгрузочного узла ротора с наружным порш-
нем
Следовательно, минимальный радиус расположения ограни-
чительного канала
г4>Уг32-г12 + г52. (9-16)
Объединяя формулы (9.14) и (9.16), получим расчетное
выражение для радиуса расположения ограничительного ка-
нала _________________ _________________
/б>2- Уфсм/РЙО,!^2 > г4 > /б>2- '12 + re2- (9.17)
Если принять рсм=рб и = 2,5 для обычной в данной кон-
струкции уплотняющей пары сталь — капролон, то г4 можно
определить по (9.18), а г3 по (9.19)
r4t=Vr32—0,5/7 (9-18) гзе=У0,5г12 + г42. (9.19)
Роторы с наружным поршнем. В расчете поршней этого ти-
па много общего с расчетом внутреннего поршня. Для расчета
178
ротора с наружным поршнем следует в соответствии с рис. 9-13
принять за основу уравнение (9.9), которое для данной кон-
струкции может быть представлено в виде:
(од^/4) (г32— г.2)2= (Рсм^/2) (г?— Го2)« (г.2— П2) Кг. (9.20)
При этом предполагают, что снизу на поршень действует
только сила давления жидкости, находящейся непосредственно
под диафрагмой, т. е. в полости Б.
После сокращения одинаковых членов и обычного допуще-
ния Го=0 и Г2 = 1,025г1, получим выражение (9.21). В роторах
с наружным поршнем обычно Гз=Г1. Исходя из этого макси-
мально допустимое значение внутреннего радиуса rg диафрагмы
поршня, обеспечивающее надежность уплотнения можно опре-
делить по (9.22)
г82 -г? У(рсМ/Рб) 0,1КГ (9-21)
г*тах •= К1 - V(Рсм/рб) 0.1Х (9-22)
Ротор с наружным поршнем имеет компенсационную каме-
ру в основании.
При перемещении поршня вниз жидкость из полости Б
частично вытесняется. Для сохранения расчетного кольцевого
слоя между радиусами г3 и rg в основании ротора предусмот-
рена компенсационная камера Г, объем которой должен быть
равен или больше объема жидкости, вытесняемой из поло-
сти Б. Периферийная стенка камеры располагается под диа-
фрагмой, а около внутренней стенки предусмотрен сливной ка-
нал, сообщающий компенсационную камеру с окружающим
барабан пространством. Радиус Гь расположения сливного ка-
нала меньше внутреннего радиуса г$ диафрагмы дюршня и,
варьируя объемом компенсационной камеры и величиной
можно создавать дополнительное усилие снизу на диафрагму
поршня.
Размеры компенсационной камеры могут быть определены
из неравенства
Vr > Гб, (9.23)
где Гг=Ял(г2б—г2?)—объем компенсационной камеры; Н — высота камеры;
г6 и г7— наружный и внутренний радиусы камеры; обычно гъ=г&\ Уб=
=Лл(г32—г52) — объем жидкости, вытесняемый из полости Б при опускании
поршня; h — перемещение (ход) поршня.
Н (гв2- г,2) > Л (г32- Гб2)- (9.24)
Максимальный радиус г4 сливного канала компенсационной
камеры определяют исходя из того, что в начале цикла сепари-
рования буферной жидкостью заполнены как полость Б, так
и компенсационная камера Г. При этом сила, действующая на
поршень снизу.
гз
Nx i= лсо’рб J (ха — г42) xdx г=
|= л®2Рб 1(г84/4)- (гя</4) —(г32г42/2) -f- (гБаг4а/2)]. (9.25)
179
12*
При проверке соблюдения условия (9.10) силу, действую-
щую при разгрузке на поршень сверху, определяют исходя из
того, что полость В, питающие ее каналы и полость А, в кото-
рую поступает буферная жидкость, заполнены до перелива,
т. е. имеется слой жидкости, ограниченный в пределах гя и г».
При этом аналогично предыдущему расчету
Т ла>2р6 [(г//4) - (г6«/4) - (г^/2) + (г?г82/2)1 - (9.26)
Для опускания поршня необходимо выполнение условия
Т>19ж или
(г^/2) -г/г„2 + rfa*> (r3«/2)— + г6%2. (9.27)
Принимая Гз = Г1 и учитывая, что практически п всегда
больше Гб, получим г4>г8-
Превышение г4 над ге определяется силой трения между
уплотняющими элементами поршня и внутренней поверхностью
основания ротора при перемещении поршня.
Ротор с торцовым поршнем. Торцовые поршни применяют
в роторах с вертикальными разгрузочными каналами, располо-
женными на периферии шламового пространства, которые
можно использовать для различных целей. В сепараторах-очи-
стителях каналы открываются для удаления из ротора основ-
ной массы осадка, выделенного за рабочий цикл. В зависимости
от режима работы и характера процесса, продукт в ротор
можно подавать непрерывно или прекращать подачу на время
выгрузки осадка. В сепараторах-сгустителях основная масса
осадка выгружается непрерывно через сопла, а через верти-
кальные (или направленные с небольшим — 5... 10° уклоном)
каналы периодически удаляется осадок, постепенно накапли-
вающийся в зонах между соплами. Обычно такая неоднократ-
ная разгрузка происходит в процессе безразборной мойки ро-
тора. В современных конструкциях сепараторов каналы пере-
крываются дисками, размещаемыми на верхней торцовой по-
верхности поршня. Ранее для этой цели использовали цилиндри-
ческую кромку торцового поршня.
Для определения параметров разгрузочного механизма с
торцовым поршнем используется расчетная схема, представ-
ленная на рис. 9-14.
Буферную жидкость подают в камеру 4, откуда она по ка-
налам 3 через дроссельные отверстия 1 поступает в полость 9
под поршнем 8 и образует в ней кольцевой слой, ограниченный
радиусами г3 и г5. Избытки буферной жидкости удаляются
при прекращении подачи через ограничительный канал 10.
Диаметр ограничительного канала значительно больше диамет-
ров дроссельных отверстий, чтобы избыток буферной жидкости
быстро удалялся из ротора. Под действием силы Мж, возникаю-
щей под действием гидростатического давления в полости 9
поршень 8 с уплотняющими дисками 6, выполняемыми обычно
480
из полимерных материалов, перемещается вверх, перекрывая
разгрузочные каналы 5.
При заполненном роторе на диски 6 действует сверху си-
ла Р вызываемая гидростатическим давлением, возникающим
в шламовом пространстве. Для открытия разгрузочных кана-
лов 5 в ротор подают буферную жидкость в количестве, пре-
вышающем расход через дроссельные отверстия 1. Возникаю-
щая при этом в полости 2 сила Т перемещает поршень вниз,
разгрузочные каналы открываются и осадок выбрасывается из
ротора через кольцевую щель 7.
При перемещении поршня вниз буферная жидкость из по-
лости 9 вытесняется в компенсационную камеру 11. Назначе-
ние компенсационной камеры — сохранение рабочего объема
буферной жидкости в роторе с целью последующего быстрого
возврата поршня в верхнее положение при удалении избытка
жидкости через ограничительный канал 10 после прекращения
ее подачи в камеру 4. Наружный радиус компенсационной ка-
меры целесообразно принимать близким к rs.
В соответствии с принципом работы разгрузочного устрой-
ства при его расчете следует использовать формулы (9.8) и
(9.10).
Подставляя в формулу (9.8) соответствующие значения,
получаем:
= РлР Кг + Р
или при числе каналов пк:
(лрбш2/4) (г32 — г52)2 (рсм<о2/2) (г2 — r„2) (nd^/4) пк +
+ (Рсм<о2/2) (г/ — г02) (л/4) (d22— d/) пкКг- (9.28)
или, принимая rQ = 0 и Кг=2,5:
Рб (^з2 — rg2)2 0,5pCMrj2 [d,2 -|- (d22 — dj2) • 2,5] пк t=
₽=0,75рсмГ12пк (1,67d22 — dj2). (9.29)
Конструктивно принимают наружный радиус поршня или
внутренний радиус кольцевого слоя буферной жидкости под
поршнем. Затем определяют значение соответствующего пара-
метра, т. е.
г3^У г,2 + Г1 У(рсм/Рб) 0,75nK (1,67d22 — dfi (9-30)
или
Г6 = V Г* -Г1 УСРсм/Рб) 0,75nK (1,67d22 -d^. (9.31)
Определение расположения и параметров компенсационной
камеры 11 вытекает из условия, что она должна вместить объ-
ем жидкости, вытесняемый поршнем при его перемещении вниз,
т. е.
л (г32 — г52) hy С= л (rs2 — r42) Л2,
где г4— радиус расположения ограничительного канала,
rt₽r62-(WW-<52)- (9-32)
181
Рис. 9-14. Расчетная схема разгрузочного узла ротора с торцовым поршнем
Рис. 9-15. Расчетнаи схема разгрузочного узла ротора с цилиндрическим
поршнем
Максимальное усилие на поршень снизу может возникнуть
при ограничении зоны расположения буферной жидкости на
радиусе г4 ограничительного канала
ЛГжшах *= <^’б“2/4) (r32— Q*)2-
Вторым расчетным условием работоспособности разгрузоч-
ного механизма является неравенство т. е.
(г2«/4)- (re4/4) - (r2V/2) + (r«V/2) > г82- 'Л (9-33)
Целесообразно принимать r2=ri, что обеспечивает полный
слив буферной жидкости из полости 2.
Обычно условие (9.33) удовлетворяется уже, исходя из при-
нятых в практике соотношений конструктивных параметров и
расчеты по формуле (9.33) носят поверочный характер.
Расчет разгрузочных устройств с перемещением
поршня под действием давления продукта в роторе
Шламовое пространство ротора герметизируется под дей-
ствием буферной жидкости или пружины. При полном или
частичном удалении буферной жидкости сила, вызываемая
давлением продукта в роторе на поверхность поршня, застав-^
ляет его перемещаться вниз, открывая при этом разгрузочные
отверстия.
Роторы с цилиндрическим поршнем. Обычно при расчете
требуется определить наружный размер поршня. Схема сил,
действующих на поршень, приведена на рис. 9-15. Принимая
182
за основу расчета формулу (9.8), определяем ее составляющие.
Силу, вызываемую давлением буферной жидкости, дей-
ствующую на поршень снизу, можно определить из уравнения
dNyn t= 2jtxdxpx,
где рл — давление жидкости иа единицу поверхности иа радиусе х.
pxt=(pco2/2) (х2—гв2).
Подставляя значение рх в уравнение, определяющее силу
давления на поршень, получим
dNx t= ярей»2 (х2 — гБ2) xdx,
'В г3
NK t= лрбШ2 j (х2 — rs2) xdx => лрбШ2 J (x3dx— r52 xdx) =>
t= лРбсо2 [(r3«/4) - (r*/4) - (r62r32/2) + (r62r2/2)]. (9.34)
Аналогично сила, действующая на поршень сверху,
Р х= лрсм<о2 [(г//4)- (г*/4) - (Го2<12/2) + (го2т2/2)1. (9.35)
Следовательно, формула (9.8) может быть представлена в
виде:
™»2Рб [(г34/4) - (г*/4)— (г32г52/2) + (г2г62/2)]-
- лш2рсм [(гх4/4) - (г4/4) - (г/гг/2) - (г2Го2/2)1 «=
=* (лсо2Рсм/2) (Гх2— ГО2) (г22 — г,2) Аг. (9.36)
Принимая Гь=го=О, после преобразования получим
г31= у/~(рсм/Рб) (0, 1Лггх4 + fi4— f4) + ri • (9.37)
В рассматриваемой конструкции принята, как типовая,
уплотняющая пара сталь-резина, для которой можно принять
Аг=2.
Тогда ______________________
(Рсм/Рб) (1,2Г14 —г4) + Гх4. (9.38)
Роторы с подвижным днищем. Подвижное днище как эле-
мент разгрузочного устройства широко применяется в совре-
менных конструкциях сепараторов. Принцип работы этих
устройств наиболее удовлетворяет требованиям, предъявляе-
мым к условиям эффективной частичной разгрузки ротора.
Схема для расчета основных параметров разгрузочного
узла этого типа показана на рис. 9-16, а. Параметр п обычно
принимают конструктивно, исходя из технологического расче-
та, определяющего размеры тарелок, и выбора угла наклона
образующей конических поверхностей шламового пространства.
Поэтому главная задача расчета в данном случае — опре-
деление максимального диаметра подвижного днища для обес-
печения надежности перекрытия разгрузочных щелей при ра-
боте сепаратора.
Под действием силы возникающей в результате гидро-
статического давления рб буферной жидкости, подвижное дни-
183
Рис. 9-16. Схема к расчету ротора с подвижным днищем; а) расчетная схе-
ма разгрузочного узла ротора; б) зависимость между основными парамет-
рами разгрузочного устройства:
1 — /4=0,04 м; 2 — г4=0,06 м; 3 — г4=0,08 м
ще 1 ротора перемещается вверх, перекрывая разгрузочные
щели 4 при контакте торцовой кромки 2 подвижного днища с
уплотняющей прокладкой 3. Созданию уплотнения препят-
ствует сила Р, возникающая под действием гидростатического
давления рж продукта, находящегося в роторе. Следовательно,
для обеспечения герметизации уплотнения в данном случае
необходимо условие, выражаемое равенством (9.8), которое
для ротора с подвижным днищем представляется в следую-
щем виде, соответствующем расчетной схеме:
(рбЛ<о»/4) (г32 — Г42)2 — (Рсмгао2/^ (q2— г02)21=
>= (Рсм<02/2) (г?— г02) Л (г2а —Г/) Кг. (9.39)
Принимая го=О и Г2 = 1,025Г1 и сокращая одинаковые чле-
ны, получим
('з2 -Г42)2 <= (Рсм/Рб) (0,1КГГ^ + г/). (9.40)
Так как для рассматриваемой конструкции характерно при-
менение уплотняющей пары сталь — капролон, считаем Кг=2,5.
При этом:
г3 ₽ 1/1,12^ +г42 Vp^6 . (9.41)
Кольцевой слой жидкости, ограниченный размерами г4 и
г5 в расчете не учтен, так как силой, вызываемой возникаю-
щим в нем гидростатическим давлением можно пренебречь в
сравнении с другими факторами.
Для большинства продуктов (рсм/рб)1/4 можно принять рав-
ным единице.
184
На рис. 9-16,6 дано графоаналитическое решение уравнения
(9.41) с учетом принятых допущений. Расчетное поле графика
ограничено реальными размерами конструкций роторов с по-
движным днищем. Из графика видно, что с увеличением раз-
меров ротора снижается влияние параметра г4 на изменение
наружного радиуса подвижного днища. При Г1=0,16 м увели-
чение г4 с 0,04 до 0,08 м вызывает увеличение г3 на 7,5%, а
при Г1 = 0,35 м разница в г3 при таком же увеличении г4 со-
ставляет всего 1,5%- Это означает, что при разработке сепара-
торов большой производительности допустимо наружный диа-
метр подвижного днища определять по соотношению г3 =
= (1,08...1,1)Г1.
При высокой плотности сепарируемого продукта или осадка
гз полученный по графику, показанному на рис. 9-16,6 или по
формуле (9.41) следует увеличить на (рсм/ре)1/4.
Если возникает необходимость в более точном расчете, то
формулу (9.39) следует видоизменить в соответствии с урав-
нением (9.7).
Расчет клапанных разгрузочных устройств
Применительно к сепараторам с центробежной пульсирую-
щей разгрузкой ротора клапанные устройства используют либо
для удаления буферной жидкости из-под поршня с целью обес-
печения перемещения его при
разгрузке ротора, либо для от-
вода межтарелочной жидкос-
ти. Реже клапанные системы
применяют для непосредствен-
ной разгрузки ротора от осад-
ка при открытии клапанных
каналов на периферии ротора.
Клапанные устройства для
удаления буферной жидкости
и отвода межтарелочной жид-
кости могут быть одинаковой
конструкции, методика расче-
та их аналогична.
Клапаны с совмещенным
поршнем (рис. 9-17). Эту сис-
тему широко применяют в оте-
чественных сепараторах для
удаления буферной жидкости
или предварительного слива
межтарелочной жидкости при
двухэтапной разгрузке ротора.
Рис. 9-17. Расчетная схема клапана
с совмещенным поршнем
185
Схема работы системы заключается в следующем: клапан 2
в период между разгрузками ротора плотно прижат к седлу 3
под действием центробежной силы, развиваемой массой дета-
лей подвижного механизма. Для удаления буферной или меж-
тарелочной жидкости, поступающей по каналу 1, в полость А
корпуса клапана по каналу 6 подают буферную жидкость. Воз-
никающее гидростатическое давление перемещает поршень 7
по направлению оси вращения, клапан 2 открывает сливной
канал 4 и подлежащая удалению жидкость отводится из рото-
ра. Буферная жидкость удаляется по каналу а для отвода
жидкости, проникшей в полость Б через посадочные зазоры
между манжетами поршня 7 и корпусом, в большинстве кон-
струкций предусмотрен канал 5.
При расчете клапанной системы должны учитываться сле-
дующие граничные условия.
1. В период между разгрузками ротора сливной канал 1
должен быть надежно перекрыт клапаном 2, чему противодей-
ствует давление на фаску штока клапана буферной или меж-
тарелочной жидкости, поступающей через канал 1.
Для обеспечения герметизации принимаем с учетом форму-
лы (9.8) следующее условие: •
/СгРг“(Рс-Рж)//к, (9.42>
где Рс — центробежная сила, создаваемая массой подвижной системы кла-
панного механизма; Рж — сила, создаваемая гидростатическим давлением рг
на поверхность f$ фаски штока клапана, ограниченную наружными диамет-
рами штока клапана и седла клапана; fK — площадь уплотнения клапана с
седлом.
Определим значение элементов уравнения (9.42)
Рг^Фбш^Ж2—n2); Pc = GcW2r3; Рж = (РбШ2/2)(г22—г02)/ф,
здесь Г1 и г0 — радиусы расположения седла клапана и свободной поверхно-
сти буферной жидкости или жидкости в роторе; Gc — масса деталей по-
движной системы клапанного механизма; и г3 — радиусы расположения
средней по размеру поверхности фаски и центра тяжести подвижной си-
стемы.
После подстановки соответствующих значений и принятия
го = О и Г1 = Гг определим из уравнения (9.42) массу деталей
подвижной системы, обеспечивающую герметизацию сливного
канала
Ос^=РбГ12^г/к + /ф)/2г3. (9.43)
2. Сила N, вызываемая давлением буферной жидкости на
поршень клапана, должна быть достаточно велика, чтобы пре-
одолеть силу Рс, трение в уплотнениях и удерживать клапан
в открытом положении, даже при отсутствии силы Рж. Исходя
из этих условий, получим
N^nPc
186
или
(РбСО2^) (г42 — гБ2) Fn > Gcu2r3nTp, (9.44)
где г< и г5 — радиус расположения поршня клапана и свободной поверхно-
сти буферной жидкости; FB — эффективная площадь поверхности поршня,
заключенная между наружным диаметром штока и наружным диаметром
поршня; пТр=1,2...2 — коэффициент, учитывающий трение в уплотнениях и
между посадочными поверхностями, возникающее при перемещении деталей,
оно зависит от числа уплотнительных колец, применяемых материалов, ка-
чества обработки.
Отсюда при гБ=0 масса подвижной системы, удовлетворяю-
щая равенству (9.44)
бс (Рбгп/2гзПтр). (9.45)
В конструкциях клапанных устройств, аналогичных рассмот-
ренному, может быть допущено любое превышение правой
части выражения (9.45) над левой без нарушения работоспо-
собности системы.
Учитывая выражения (9.43) и (9.45), получим зависимость
между геометрическими параметрами клапанной системы при
условии соответствия массы поршня коэффициенту надежности
герметизации
„ г12 (Кг/к Ч* /т) птр ^nr4Z (9.46)
при применении клапанной системы для удаления буферной
жидкости из-под поршня или
Рсмг12 (Кг/к + /т) Птр Рб^ПГ42 (9-47)
при расчете клапанной системы для удаления межтарелочной
жидкости.
Клапаны с изолированным поршнем. Такие клапаны вклю-
чены в систему, схема которой представлена на рис. 9-18. Эту
систему применяют в основном для отвода межтарелочной
жидкости при двухэтапной разгрузке ротора, но можно приме-
нить и для удаления буферной жидкости из полости под порш-
нем.
В этой разгрузочной системе клапан 3 и его поршень 8 раз-
мещены в разных каналах, расположенных на одном диаметре,
но по разные стороны от оси вращения. Штоки 5 и 7 клапана
и поршня соединены кольцом 6, установленным концентрично
вертикальному валу. Это кольцо объединяет клапан и поршень
в одну единую систему, В отличие от других конструкций
здесь вспомогательная буферная жидкость подается в капал,
пространственно изолированный от зоны работы клапана.
Из рассматриваемой схемы видно, что для обеспечения
плотного перекрытия клапаном 3 канала 2 необходимо, чтобы
левая (в данном случае) часть подвижной системы, включаю-
щая в себя половину кольца 6, шток 5, муфту 4 и клапан 3,
имела большую массу, чем правая, состоящая из другой поло-
вины кольца, штока 7 и поршня 8. При этом условии во время
работы сепаратора клапан и остальные детали подвижной си-
стемы переместятся по направлению к седлу 1.
187
Рис. 9-18. Расчетная схема клапана с изолированным поршнем
В результате этого перемещения масса левой части по-
движной системы еще более увеличится в результате возни-
кающего эксцентриситета е кольца 6. Эта дополнительная мас-
са также должна быть учтена при расчете гидромеханизма,
и кроме того, введена поправка в значение радиуса расположе-
ния центра тяжести как правой, так и левой частей системы.
Для определения условий надежности уплотнения сливного
канала 2, отводящего буферную или межтарелочную жидкость,
применим формулу (9.8) в следующем виде:
^СгРж^=(РсЛ- Реп Рж)//к- (9.48)
Составляющие этого уравнения могут быть представлены в
виде следующих выражений:
Рж => (Рб<02/2) (г/ —г02); Рсл t= бли2г3;
Реп Gn<o2r5; Рж (рб<о2/2) (г22— Tq2) /т,
где рж — давление межтарелочной жидкости в зоне клапана; rt и гв — ра-
диусы расположения клапана в период закрытия канала отвода межтаре-
лочной жидкости и свободной поверхности буферной нли межтарелочной
жидкости; Рсл и Рсп — центробежная сила, вызываемая массой деталей,
составляющих соответственно левую и правую части подвижной системы;
бл и Gn — масса деталей, составляющих левую и правую части подвижной
системы; г3 и г6— радиусы расположения центра тяжести левой и правой
частей подвижной системы; — сила, вызываемая давлением межтарелоч-
ной жидкости на торцовую часть муфты, направленная к оси вращения;
Г2 — радиус расположения торца муфты.
Подставим соответствующие значения в формулу (9.48)
• fnKr (Рб<о2/2) (г/— г,2) с= со2 (Слг3 — GnrB) — (рб<о2/2) (г22 — г,,2) А
Принимая п = г2 и го=О, получим расчетную формулу
РбАг(А+А)==>2(Олг3-Опг3) (9.49)
для удаления буферной жидкости при использовании рассмат-
риваемой системы. При применении клапана с изолированным
188
поршнем для отвода межтарелочной жидкости ре заменяется
на рсм«
Для открытия сливного канала 2 вспомогательная буфер-
ная жидкость направляется в камеру поршня, создавая гидро-
статическое давление под влиянием которого поршень 8 пере-
мещается к периферии ротора, увлекая за собой шток 7, свя-
занный кольцевой системой с клапаном 3, который при пере-
мещении открывает доступ межтарелочной жидкости в канал
2, сообщающийся с окружающим ротор пространством.
При расчете гидростатического давления, требуемого для
открытия канала 2, необходимо учитывать, что клапан должен
перемещаться независимо от присутствия межтарелочной жид-
кости в роторе. По аналогии с расчетом клапана с совмещен-
ным поршнем, можно записать:
1 2пТр(Олг3—Gnr6) e=Fnr4. (9.50)
Глава 10
Сепараторы с центробежной непрерывной
выгрузкой концентрата [сопловые)
и с непрерывно-циклической выгрузкой
• осадка
В соответствии с классификацией существуют две группы
сопловых сепараторов — со свободной разгрузкой ротора от
осадка и с отводом тяжелой фракции под давлением. Наиболь-
шее число применяемых в настоящее время сопловых сепара-
торов относится к первой группе. Сепараторы с центробежной
непрерывной выгрузкой осадка по конструкции наиболее про-
стые в классе саморазгружающихся сепараторов. В качестве
разгрузочных устройств в них применяют узлы, основные эле-
менты которых — сопла, вмонтированные в корпусные детали
ротора.
Расстояние между соплами, а следовательно, и их число
на периферии ротора зависят от угла естественного откоса
осадка в поле действия центробежной силы. Обычно угол от-
коса определяют экспериментально и в промышленных сепара-
торах применяют 4...24 сопла. Внутренний диаметр сопел уста-
навливается в пределах 0,6...2,5 мм в зависимости от произво-
дительности сепаратора, требований к степени сгущения, от
свойств осадка, его структуры и возможности попадания по-
сторонних примесей в сепарируемый продукт.
В современных сопловых сепараторах пропускная способ-
ность одного сопла составляет 100...2000 л/ч, а общее количе-
ство фракции, удаляемое через сопла, — 400...25000 л/ч. Так
как сопла расположены в зоне действия большой центробеж-
189
ной силы, где происходит уплотнение осадка, живое сечение
каналов должно быть значительно больше, чем размеры уда-
ляемых частиц во избежание забивания отверстий спрессован-
ной массой осадка. Фракция, удаляемая через сопла, должна
быть достаточно подвижной, т. е. содержать значительное
количество жидкой фазы.
Сопловые сепараторы обычно используют либо для получе-
ния осветленного фугата, либо для выделения осадка в виде
максимально сгущенного концентрата дисперсной фазы. В пер-
вом случае ценной фракцией является фугат и удаление жид-
кой фазы через сопла равносильно потере производственного
продукта. Во втором случае — при необходимости концентра-
ции дисперсной фазы — отводимая через сопла жидкая фаза
является нежелательным компонентом, так как потребуется
применение другого технологического оборудования для ее
удаления.
В практике для увеличения степени сгущения искусственно
повышают концентрацию исходной гетерогенной системы, при-
меняя рециркуляцию, т. е. часть сгущенной фракции направ-
ляют опять в сепаратор. При этом возможны два основных
способа рециркуляции.
По первому способу часть сгущенной фракции подают не-
посредственно в подлежащий сепарированию продукт.
При этом общая концентрация дисперсной фазы возрастает до
необходимой величины, обеспечивающей получение готового
продукта с требуемым содержанием дисперсной фазы. Недо-
статок этого способа — повышение концентрации дисперсной
фазы в межтарелочных пространствах и увеличение скорости
потока в них, что ведет к ухудшению условий процесса сепа-
рирования.
По второму способу рециркулят подают непосредственно в
шламовое пространство ротора перед соплами. При этом прак-
тически исключается влияние повышения концентрации на раз-
деляемость среды и сохраняется скорость межтарелочного по-
тока. Следует лишь предусмотреть необходимый положитель-
ный перепад между гидростатическим давлением рециркулята
(в месте его ввода в шламовое пространство) и основного про-
дукта, находящегося в роторе.
Принципиальные схемы рециркуляции концентрата в сопло-
вых сепараторах показаны на рис. 10-1.
К недостаткам этих сепараторов следует отнести застойные
зоны между дюзами (соплами), из которых осадок не вымы-
вается, а постепенно накапливаясь, доходит до наружной кром-
ки тарелок. Для предотвращения этого явления необходимо со-
кратить расстояние между дюзами, увеличив их число по пери-
ферии ротора, либо дополнить конструкцию специальными
направляющими элементами в шламовом пространстве ротора.
Другой существенный недостаток сопловых сепараторов —
возможность закупорки дюз, когда в сепарируемом продукте
190
Рис. 10-1. Основные схемы рециркуляции:
/ — продукт; II — фугат; III — рециркулят; IV — концентрат
имеются относительно крупные частицы или частицы, склонные
к образованию агломератов.
Самым серьезным недостатком сопловых сепараторов яв-
ляется невозможность получения высококонцентрированных
осадков. Несмотря на применение метода рециркуляции и со-
здание новых усовершенствованных конструкций в тяжелой
фракции все же не достигается столь высокая концентрация
сухих взвешенных веществ, как в сепараторах с накоплением
осадка в шламовом пространстве.
Однако вследствие непрерывности процесса, высокой про-
изводительности (до 300 м3/ч) возможности обработки систем,
содержащих до 30% (об.) взвешенных веществ; сопловые сепа-
раторы широко применяются в различных отраслях промыш-
ленности. Они могут быть использованы в процессах осветле-
ния фосфорной кислоты, выделения катализаторов, сепариро-
вания тяжелых топлив, очистки сточных вод, фракционирова-
ния каолина, при разделении и концентрировании суспензий в
микробиологической промышленности и др.
В сепараторах со свободной выгрузкой концентрата раз-
грузочные узлы для удаления концентрата включают в себя
сопла с калиброванными втулками, размещенные в корпусе.
При периферийном расположении корпуса сопел размещают
в отверстия наружной стенки основания ротора (рис. 10-2, о).
В некоторых конструкциях между разгрузочными узлами с
соплами размещаются секторные вкладыши, способствующие
предотвращению образования застойных зон и увеличению-
времени непрерывной работы сепаратора. Способ рециркуля-
ции концентрата для повышения степени сгущения применяют
как правило в сепараторах с периферийными соплами. В от-
дельных процессах вместо концентрата по линии рециркуля-
ции подают воду для промывки осадка или поддержания гид-
розатвора.
В другом виде сопловых сепараторов (рис. 10-2, б) осадок
из шламового пространства ротора не выбрасывается непосред-
ственно с его периферии, а через внутренние мундштуки 1 на-
19®
Рис. 10-2. Отводящие устройства
сопловых сепараторах:
а — конструкция периферийного сопла; б
схема размещения сопел в наклонных ка-
налах
правляется в каналы 2, расположенные в вертикальной пло-
скости наклонно от периферии к осн вращения. В устье кана-
лов расположены сопла 3, от которых зависит степень сгуще-
ния осадка. В некоторых конструкциях ротора внутренние
мундштуки отсутствуют и промежуточное дросселирование по-
тока концентрата не предусмотрено. При расположении вы-
ходных сопел в устье наклонного канала затраты энергии на
вывод концентрата значительно меньше, чем при их располо-
жении на периферии. Кроме того, можно увеличить диаметры
сопел, не снижая степень сгущения осадка.
Однако несмотря на указанные преимущества, применение
сепараторов с наклонными каналами ограничено повышенными
требованиями к пластичности осадка, выводимого в виде кон-
центрата.
Кроме этого, ввиду повышенной концентрации среды в шла-
мовом пространстве у кромки тарелок по сравнению с перифе-
рийной выгрузкой, в сепараторах с наклонными каналами со-
здаются менее благоприятные условия для третьей стадии про-
цесса сепарирования.
10.1. Сепараторы с периферийными соплами
Сепараторы с периферийными соплами применяются для
сгущения и фракционирования суспензий, а также для разде-
ления эмульсий, содержащих значительное количество осадка.
Примером сепаратора-сгустителя с рециркуляцией концентра-
та может служить сепаратор СДС-631К-03 (рис. 10-3). Этот
сепаратор предназначен в основном для фракционирования
суспензии каолина. Частицы каолина размером менее 2...5 мкм
должны выноситься из сепаратора с фугатом, а более круп-
ные фракции — выгружаться в виде концентрата через сопла и
поступать на дополнительное измельчение. Аналогичной обра-
ботке подвергаются и суспензии различных красителей.
192
При фракционировании производительность сепаратора со-
ставляет 40...50 м3/ч. Этот же сепаратор может быть исполь-
зован и для сгущения полученной после фракционирования
тонкодисперсной суспензии. Производительность сепаратора на
этой стадии снижается до 20...25 м3/ч.
Подлежащая разделению суспензия поступает в сепаратор
по коммуникации 9, расположенной концентрично центральной
трубке 10 и направляется из полости тарелкодержателя 6 в па-
кет тарелок 5 через отверстия 4. Часть суспензии через щель
2 между тарелкодержателем и основанием ротора может выйти
в шламовое пространство и поступить на разделение в пакет
тарелок с его периферии. В межтарелочных пространствах
отделяются частицы, величина которых больше требуемого
граничного размера. Эти частицы одновременно с выделив-
шейся частью более мелких частиц каолина выводятся из па-
кета в шламовое пространство, откуда в виде концентрата вы-
брасываются через сопла 3 в приемник. Основная масса жид-
кого компонента вместе с тонко измельченными частицами от-
водится из сепаратора напорным диском 7 по коммуникации 8
под давлением до 0,4 МПа.
Концентрат, выброшенный из сопел удаляется на дальней-
шую обработку, но часть его с помощью насоса возвращается
в качестве рециркулята в сепаратор по центральной трубке 10.
Из рециркуляционной камеры 11 концентрат по трубкам 12
подводится к соплам. Такое дополнительное насыщение делает
возможным устанавливать сопла с каналом диаметром до 3 мм.
Степень сгущения можно регулировать количеством подавае-
мого на рециркуляцию концентрата и изменением диаметра со-
пел. Степень рециркуляции в сепараторе может быть доведена
до 20%.
Рис. 10-4. Ротор сепаратора £1.4200
Рис. 10-3. Ротор сепаратора с устройством для рециркуляции
13-658
193
Несколько иной способ подвода концентрата для рецирку-
ляции применен в сепараторе DA 200, выпускаемом фирмой
«Вестфалия Сепаратор» (ФРГ) (рис. 10-4). Сепаратор пред-
назначен для работы на водоочистительных станциях, а также
для крахмалопаточной промышленности.
Особенность сепаратора — нижний подвод суспензии и вспо-
могательной жидкости в ротор. Ротор подвесной, т. е. привод
сверху от клиноременной передачи через вал, закрепленный в
роторе. Механизм привода установлен на стойке, к которой с
одной стороны крепится электродвигатель, а с другой — узел
приводного вала с подвешенным к нему ротором.
Суспензия, подлежащая разделению, подается по коммуни-
кации 12 в полость 10 ротора и по каналам 13 поступает в па-
кет тарелок 3. Фугат отводится напорным диском 2 в трубо-
провод 1, а концентрат из шламового пространства 5 выбра-
сывается через сопла 6 диаметром 0,6...3,8 мм. Для повышения
степени сгущения часть концентрата отводится из приемника 7
и насосом подается в камеру 8 через центральную трубку 11,
расположенную вдоль оси вращения. По каналам или трубкам
9 концентрат поступает к входным отверстиям сопел 6, созда-
вая их дополнительное гидравлическое насыщение. В случае
перелива избыток жидкости поступает в приемник 4, что яв-
ляется сигналом о нарушении процесса сепарирования.
В зависимости от требований технологического процесса,
в камеру 8 по трубке 11 можно подавать не концентрат, а во-
ду, предназначенную для промывки выделяемой дисперсной
фазы, поступающей в шламовое пространство.
Для разделения эмульсий, содержащих осадок, используют
сопловые сепараторы, конструкция которых аналогична разде-
Рис. 10-5. Ротор сепаратора РОС
194
лителю РОС-401К-3 (рис. 10-5). Непосредственное назначение
этого сепаратора — извлечение шерстного жира из моечных
растворов на предприятиях первичной обработки шерсти.
На первой стадии процесса из моечных растворов выделяется
жир, содержащий еще до 10—15% воды и некоторое количество
загрязнений. Выделенный из моечного раствора шерстный жир
подвергается промывке и направляется на вторую стадию се-
парирования, где окончательно очищается от механических
примесей и обезвоживается до содержания влаги 1,5...2%. Обе
стадии процесса проводят в сепараторах РОС-401 К-3.
Ввиду того, что в моечном растворе содержится мало жи-
ра— до 2,5%—отсутствует необходимость в предварительном
образовании гидрозатвора (по крайней мере — на первой ста-
дии) и моечный раствор может сразу же подаваться в сетча-
тый фильтр приемника.
Из фильтра по центральной трубке 9 водножировая эмуль-
сия, содержащая различные механические примеси, поступает
в тарелкодержатель 7, а затем в пакет тарелок 3 через отвер-
стия 2. Выделенный в периферийном участке межтарелочных
пространств легкий компонент по наружным каналам тарелко-
держателя поднимается вверх и через отверстия 8 в горловине
разделительной тарелки 6 отводится в верхний приемник. При-
емник соединен штуцером с входным патрубком шестеренного
насоса, приводной вал которого получает вращение от гори-
зонтального вала сепаратора. Моечный раствор и осадок от-
ходят в шламовое пространство. Основная часть раствора по-
ступает в каналы между разделительной тарелкой и крышкой 4
ротора и выводится из ротора через отверстие регулировочной
шайбы 5 в качестве водного сброса. В зависимости от соотно-
шения компонентов в исходной эмульсии и стадии обработки
устанавливается регулировочная шайба соответствующего диа-
метра. Осадок вместе с частью раствора выбрасывается из ро-
тора через сопла /, число которых и диаметр устанавливаются
в зависимости от загрязненности моющего раствора. На пери-
ферии основания ротора между соплами установлены съемные
секторные вкладыши 10, предотвращающие образование за-
стойных зон.
Имеются конструкции сопловых сепараторов-разделителей
с рециркуляцией тяжелого жидкого компонента. Такой сепара-
тор, ПЛ30, выпускаемый фирмой «Вестфалия Сепаратор»,
представлен на рис. 10-6. Основное назначение сепаратора —
очистка и обезвоживание жиров и растительных масел.
Отличительная особенность сепаратора заключается в кон-
струкции ротора и приемно-выводного устройства, позволяю-
щих проводить рециркуляцию жидкого компонента.
Подлежащее сепарированию масло поступает в ротор по
центральной трубке 8 и подвергается разделению в пакете
тарелок 10. Легкий компонент (масло) оттесняется к центру и
отводится из ротора через отверстие 9. Тяжелый жидкий ком-
13*
195
понент (например, вода) направляется к периферии пакета,
затем в пространство между внешним разделителем 3 и крыш-
кой 4 ротора и выводится из него через отверстие регулировоч-
ной шайбы 6, диаметр которой выбирают в зависимости от со-
отношения компонентов и их плотности.
Выделенный осадок выбрасывается через сопла 2 в прием-
ник концентрата 1. Часть тяжелого жидкого компонента воз-
вращается в ротор через рециркуляционный патрубок 7 и по
кольцевому зазору между внешним разделителем 3 и раздели-
тельной тарелкой 5 поступает в пространство перед соплами,
не нарушая процесс сепарирования между тарелками 10. Вслед-
ствие рециркуляции тяжелого жидкого компонента расположе-
ние разграничительной зоны между легкой и тяжелой фазами
остается постоянным даже при изменении их соотношения.
Кроме этого, рециркуляция дает возможность компенсировать
повышенный расход через изношенные сопла или применить
сопла большего диаметра для уменьшения возможности их за-
купорки.
Значительное число типоразмеров сепараторов с периферий-
ными соплами производит фирма «Пенволт» (США). В сепа-
раторах типа «Шарплес Гравитрол» моделей DH и G для се-
парирования смазочных масел и тяжелых топлив предусмот-
рена рециркуляция водной фракции компонента, выводимого
через сопла. Водную фракцию через устройство, аналогичное
гидроузлу саморазгружающихся сепараторов, подают в ниж-
нюю полость основания ротора, откуда она поступает к соп-
лам. Помимо гидравлического насыщения сопел, такая система
способствует стабилизации гидрозатвора на периферии ротора.
Фирма «Дорр-Оливер» (США) выпускает сепараторы типа
«Мерко» с периферийными соплами, имеющие внутренний диа-
метр ротора 230...900 мм. Сепараторы предназначены для очи-
стки суспензий в производстве полимеров, фосфорной кислоты,
катализаторов, сельскохозяйственных химикатов, классифика-
ции каолина и бентонита, очистки тяжелых топлив, сточных
вод и др. Производительность сепараторов составляет
8...120 м3/ч, мощность электродвигателя—15...180 кВт, частота
вращения ротора — 6100...2000 об/мин. Особенностью этих ма-
шин является подвесная конструкция ротора. Питание и отвод
очищенного продукта осуществляются в верхней части, а ре-
циркулят или промывная вода подается снизу в основание ро-
тора.
10.2. Сопловые сепараторы с наклонными каналами
Сопловые сепараторы с наклонными каналами предназна-
чены преимущественно для сгущения дрожжевых суспензий в
производствах микробиологической, гидролизной и пищевой
отраслей промышленности. При достаточной пластичности
осадка их можно использовать также для осветления суспензий
биомассы, ферментных растворов, иловых суспензий и др.
196
Рис. 10-6. Ротор сепаратора D/430
Рис. 10-7. Ротор сепаратора-сгустителя с защитными элементами
Характерная для этого типа конструкция — сепаратор
СОС-501К-1 для дрожжевых суспензий, применяемый в микро-
биологической промышленности. Сепаратор СОС-501Д-3 имеет
аналогичную конструкцию и в основном отличается повышен-
ной частотой вращения ротора. Корпусные .детали роторов
этих машин изготовляются из нержавеющей стали. Для обра-
ботки суспензий, содержащих ионы хлора, применяют сепара-
тор СОС-501Т-2 (рис. 10-7) такой же конструкции, но детали
ротора выполнены из сплавов титана.
Дрожжевая суспензия поступает в сепаратор по коммуни-
кации 3 и через отверстия 8 в тарелкодержателе 6 и кольце-
вую щель 1 направляется в пакет тарелок 2. Выделенные в
межтарелочных зазорах дрожжевые клетки сбрасываются в
шламовое пространство и по наклонным каналам удаляются
через сопла 10 в виде концентрата в сборник, откуда стекают
в производственные коммуникации. Осветленный фугат по на-
ружным каналам тарелкодержателя поднимается вверх и сво-
бодным сливом выходит из ротора в верхний приемник по спи-
ральным каналам 4 в горловине крышки 5.
В зонах входа концентрата в наклонные каналы образуют-
ся вихревые потоки, которые способствуют местному эрозион-
ному износу крышки и каналов, особенно при наличии в дрож-
жевой суспензии механических примесей. Для предотвращения
преждевременного износа корпусных деталей, в крышке рото-
ра устанавливают диски 7 из твердых сплавов, а в наклонных
каналах размещают защитные трубки 9, которые заменяют
по мере их износа.
К дрожжевым сепараторам относятся также модели
СДС-531К-01 и СДС-531Т-01, отличающиеся одна от другой
материалом деталей ротора. Эти сепараторы имеют повышен-
197
ную производительность по сравнению с моделями СОС-501.
Основное конструктивное отличие моделей СДС заключается в
том, что фугат отводится от сепаратора под давлением, созда-
ваемым напорным диском.
Сепараторы с наклонными каналами и свободным выходом
концентрата наиболее просты по конструкции среди дрожже-
вых сепараторов.
10.3. Сепараторы с непрерывно-циклической
выгрузкой осадка
В числе сопловых сепараторов эта группа машин имеет
наиболее сложное конструктивное оформление и эксплуатация
их может быть экономически оправдана только при высокой
производительности и малых затратах ручного труда на обслу-
живание.
Вследствие этого сепараторы с непрерывно-циклической вы-
грузкой осадка укомплектовываются роторами большого диа-
метра, в них предусмотрена возможность безразборной мойки
и максимальная степень автоматизации управления процессом
и оборудованием.
Одна из разновидностей этой конструкции — сепаратор
FEUX-42Q, выпускаемый фирмой «Альфа Лаваль». Он пред-
назначен для концентрирования дрожжей различной расы и
разделения бактериальных суспензий в ферментной промыш-
ленности при производительности 50...200 м3/ч.
Основной особенностью, отличающей сепаратор, является
возможность изменения на ходу машины проходного сечения
сопел в трубках, отводящих концентрат. На рис. 10-8 пред-
ставлены схемы ротора и устройства для регулирования про-
ходного сечения сопел. Сепаратор работает следующим об-
разом:
по трубке 1 суспензия подается в ротор и осветляется в
пакете тарелок 4. Фугат отводится под давлением, создаваемым
напорным диском 3, а отделенные взвешенные вещества пере-
мещаются к периферии ротора, а затем по трубкам 5 отводят-
ся в виде концентрата в центральную камеру 12. Отсюда на-
порным устройством 7 концентрат под давлением отводится из
ротора через центральную трубку 2. В центральной камере
расположен кольцевой шибер 11, в радиальных направляю-
щих которого размещены пробки 6. Под действием центро-
бежной силы пробки прижимаются к торцам отводящих тру-
бок 5. При возвратно-поступательном перемещении шибера
изменяется проходное сечение трубок и, соответственно, коли-
чество отводимого концентрата. Вследствие этого возможно
получение стабильного содержания сухих веществ в сгущенной
фракции независимо от концентрации исходной суспензии и
объема подачи суспензии на сепарирование.
Шибер закреплен на трубке 8, проходящей через полый
приводной вал 10. На нижнем конце трубки 8 размещено управ-
198
ляющее устройство 9, ко-
торое обеспечивает воз-
можность вертикального
возвратно - поступатель-
ного перемещения шибе-
ра, при котором изменя-
ется проходное сечение
устья отводящих трубок.
Перемещение шибера
можно регулировать
вручную или с помощью
пневматической системы,
получающей сигнал от
вискозиметра, установ-
ленного на выходе кон-
центрата.
JT ИС. 1 и-о. гч/гир
сепаратора
FEUX 420
В основании ротора расположены вертикальные каналы 13,
перекрываемые торцовым поршнем, который перемещается при
помощи буферной жидкости. При безразборной мойке происхо-
дит неоднократная выгрузка осадка и моющих растворов путем
открытия выходов из каналов 13. Управление разгрузкой ротора
в рабочий период и при безразборной мойке автоматизировано.
Сепаратор имеет встроенную систему контроля частоты вра-
щения ротора, величины вибрации и давления в системе смазки.
Под ротором расположен гидрозатвор, предотвращающий вы-
брос масляного тумана из корпуса приводного вала в верхнюю
часть станины. Наличие гидрозатвора делает возможной про-
парку ротора.
В качестве другого характерного типа сепаратора с непре-
рывно-циклической выгрузкой осадка можно привести модель
HDA-300, изготовляемую фирмой «Вестфалия».
В этом сепараторе дрожжевая суспензия, освобожденная
предварительно от механических примесей на саморазгружаю-
щемся фильтре, подается в ротор по нижнему вводу. Сгущение
в роторе происходит по обычной схеме. Фугат отводится из
сепаратора под давлением, создаваемым напорным диском, а
концентрат удаляется из ротора в приемник свободным сливом
по наклонным каналам с соплами. Из приемника концентрат
направляется в циклонный бачок, откуда откачивается пенога-
сящим насосом в производственные коммуникации. Воздух из
верхней части бачка отводится под крышку сепаратора, созда-
вая воздушный затвор между ротором и крышкой приемника,
что предотвращает выброс из него концентрата.
На периферии ротора расположены с небольшим наклоном
к вертикальной оси отводящие каналы, предназначенные для
периодической выгрузки осадка и безразборной мойки. Каналы
во время процесса сепарирования перекрываются торцовым
поршнем, управляемым с помощью системы гидравлики. Кон-
струкция поршня аналогична приведенной на рис. 9-14.
199
Ротор разгружается от осадка через промежутки времени
30.„90 мин. Время, требующееся для разгрузки составляет
около 10 с. Через 170...200 ч работы сепаратор подвергают
безразборной мойке, при которой ротор многократно разгру-
жается. Управление циклами работы сепаратора полностью
автоматизировано.
Существенная отличительная особенность сепаратора
HDA-300 заключается в конструкции приводного механизма,
который изготовляется в подвесном исполнении. Вследствие
такого устройства жидкость подводится в ротор снизу через
две концентрично расположенные трубки. По одной из них
подают подлежащую сепарированию суспензию, по другой мо-
гут поступать рециркулят или моющие растворы.
Глава 11
Маятниковые и подвесные центрифуги
11.1. Маятниковые центрифуги
Маятниковые центрифуги изготовляются с механизирован-
ной и немеханизированной выгрузкой осадка.
Из немеханизированных центрифуг осадок выгружают
вручную. Эти центрифуги изготовляют в двух основных конст-
руктивных исполнениях: ФМБ — с верхней (через борт ротора)
выгрузкой и ФМД — с нижней (через днище ротора) выгрузкой
осадка. Базовыми моделями являются фильтрующие центри-
фуги (ФМБ и ФМД), получившие наиболее широкое распро-
странение в промышленности.
Фильтрующие центрифуги ФМБ и ФМД — универсальные
машины. В химических производствах их применяют для раз-
деления суспензий со средне- и мелкозернистой (размер частиц
более 10 мкм) твердой фазой и широким диапазоном концент-
раций. Наиболее эффективно применение этих машин в спе-
циализированных малотоннажных производствах, а также для
разделения труднофильтруемых суспензий, когда требуется
получить осадок минимальной влажности, а также весьма вы-
сокая эффективность его промывки. Центрифуги успешно ис-
пользуют для разделения суспензий как с растворимой, так и
нерастворимой твердой фазой (в том числе с твердой фазой,
имеющей повышенную абразивность), особенно, когда недопу-
стимо ее измельчение.
Осадительные центрифуги ОМБ и ОМД предназначены для
разделения суспензий с высокодисперсной твердой фазой и кон-
центрацией более 1%(об.), когда применение осадительных
центрифуг непрерывного действия или центрифуг с механизи-
рованной выгрузкой осадка невозможно или экономически не
200
Рис. 11-1. Маятниковые центрифуги типа ФМБ:
а — с верхней выгрузкой осадка; б — с нижней выгрузкой; 1 — колонка; 2 — корпус при-
вода; 3 — ротор; 4 — вал; 5 — электродвигатель; 6 — фундаментная плита; 7 — тормоз
эффективно. К таким случаям относятся: а) образование тик-
сотропных осадков не транспортируемых шнеком; б) необходи-
мость выделения из суспензии частиц менее 5 мкм (в этом слу-
чае центрифуги ОМБ и ОМД работают с порционной загрузкой
суспензии без перелива фугата через борт ротора); в) разде-
201
ление суспензии с высокоабразивной твердой фазой; г) необ-
ходимость переработки небольших порций суспензии и др.
К достоинствам маятниковых центрифуг, получивших широ-
кое распространение в различных отраслях промышленности,
следует отнести универсальность применения, простоту конст-
рукции, малую массу и низкую стоимость машины.
Существенный недостаток центрифуг этого типа — примене-
ние ручного труда для выгрузки осадка и периодические оста-
новки центрифуги для выполнения этой операции, поэтому
удельный объем таких центрифуг в производстве постепенно
сокращается. На смену им приходят более совершенные маят-
никовые центрифуги с механизированной выгрузкой осадка.
Общим конструктивным признаком маятниковых центрифуг
с ручной выгрузкой осадка (рис. 11-1 а и б) является вертикаль-
ное расположение оси ротора 3, вал 4 которого вращается в
подшипниках качения, расположенных в корпусе привода 2.
Станина подвешена на трех тягах с шаровыми шарнирами в
колонках 1, установленных на фундаментной плите 6, в резуль-
тате чего вал ротора самоустанавливается и уменьшается ди-
намическая нагрузка на подшипники при возникновении дис-
баланса. Привод центрифуги — от электродвигателя 5 через
клиноременную передачу. Тормоз 7 центрифуги сблокирован с
электродвигателем. Описанная конструкция получила наиболь-
шее распространение и считается стандартной для маятнико-
вых центрифуг с ручной выгрузкой осадка.
При работе центрифуги суспензию подают в ротор обычно
на ходу машины через питатель или отверстие в крышке воз-
духа. Суспензии высокой концентрации, а также суспензии с
абразивной твердой фазой загружают в неподвижный ротор
до пуска центрифуги. Фильтрат и промывной фильтрат выво-
дятся из кожуха через сливной штуцер, расположенный в ста-
нине. Осадок выгружают вручную через борт или днище рото-
ра. В химических производствах центрифуги с верхней выгруз-
кой применяют преимущественно с диаметром ротора
400...1250 мм, а с нижней выгрузкой — с диаметром ротора
800...1600 мм [1]. Отечественные центрифуги ФМБ изготов-
ляются как в открытом, так и в герметизированном взрывоза-
щищенном исполнениях. Центрифуги ФМД изготовляются толь-
ко со взрывозащищенным электрооборудованием и неискря-
щим тормозом, герметизированные конструкции не выпу-
скаются.
Отличительной особенностью центрифуг типа ФМБ, выпу-
скаемых в СССР и в ВНР, является несимметричное располо-
жение колонок и размещение электродвигателя между колон-
кой и кожухом (рис. 11-2). При таком расположении электро-
двигателя улучшаются динамические характеристики машины.
Центрифуги ФМД имеют стандартную конструкцию.
Основные параметры и размеры отечественных маятниковых
центрифуг установлены ГОСТ 8340—84.
202
Рис. 11-2. Схема компоновки маятниковой
центрифуги с приводом расположенным
между кожухом н колонкой
В соответствии с планом меро-
приятий по внедрению нового стан-
дарта разработаны, испытаны и по-
ставлены на серийное производство
центрифуги ФМБ-633К-02, ФМБ-
803К-03 и ФМБ-1253К-02. Для повышения надежности узла
привода взрывозащищенные электродвигатели серии ВАО за-
менены на электродвигатели серии В с улучшенными пусковы-
ми характеристиками, а гидравлическая муфта установлена на
опоры, что разгрузило подшипники электродвигателя. Во всех
центрифугах нового ряда использован шинно-пневматический
тормоз, обеспечивающий надежное и быстрое торможение ро-
тора при подаче сжатого воздуха давлением 0,05. ..1,0 МПа.
Большое внимание при разработке новых центрифуг было
уделено безопасности работы машин и улучшению условий их
обслуживания. Все машины, предназначенные для эксплуата-
ции в различных производствах медицинской и химической
промышленности, имеют герметизированное исполнение и обес-
печивают надежную работу под избыточным давлением инерт-
ного газа в полости кожуха. Имеющиеся в системе автоматики
блокировки препятствуют включению центрифуги, если система
уплотнений не обеспечивает герметичности внутренней полости
кожуха и при отсутствии сжатого воздуха в линии его подачи
в тормоз. Во время работы центрифуги в случае падения дав-
ления внутри кожуха подается сигнал, и центрифуга автома-
тически затормаживается. При отсутствии же в сети сжатого
воздуха, торможение осуществляется с помощью предусмот-
ренного в системе управления ресивера со сжатым воздухом.
В конструкции машины имеется также блокировка, не позво-
ляющая включать центрифугу при открытой крышке и откры-
вать крышку до полной остановки ротора. Для облегчения
открывания крышки предусмотрено специальное демпфирующее
устройство, снижающее усилие, необходимое для открытия
крышки, до 40 Н. На крышке кожуха имеется смотровое окно
для наблюдения за процессом загрузки ротора и окно для
установки светильника [147].
Вопросам техники безопасности уделяют большое внимание
и зарубежные изготовители центрифуг. Так, фирма «Робатель
СЛПИ» .(Франция) для защиты обслуживающего персонала от
взрыва при обработке особо взрывоопасных суспензий разра-
ботала защитную систему, которая включает в себя высокую
вытяжную трубу и тонкую диафрагму из тефлона или алюми-
ния. Диафрагма насажена на вытяжную трубу, присоединенную
к центрифуге. В случае взрыва внутри центрифуги развившее-
203
ся давление пробивает диафрагму и продукты взрыва направ-
ленно выбрасываются вверх [148].
Для повышения безопасности обслуживания машин регла-
ментированы максимальная частота вращения и загрузка ро-
тора. Так согласно ДИН 24400 (ФРГ) максимальные частоты
вращения роторов для всего параметрического ряда диаметров
выбраны, исходя из окружной скорости, которая не должна
превышать 63 м/с. Полная загрузка ротора допускается для
материалов плотностью не более 1,25 кг/дм3.
Все изготовители повысили степень герметизации внутрен-
них полостей центрифуг для разделения суспензий с огне- и
взрывоопасной жидкой фазой, применяют только антистатиче-
ские ремни, а механическое торможение некоторые изготови-
тели заменяют электроторможением противотоком.
Значительное развитие получил привод маятниковых цент-
рифуг. В центрифугах наиболее совершенных конструкций
применен двухскоростной электродвигатель или объемный гид-
ропривод. Последний обеспечивает бесступенчатое регулирова-
ние частоты вращения ротора. Для облегчения пуска центри-
фуги используют гидромуфты, а также асинхронные муфты,
которые имеют скольжение до 4%.
Совершенствование конструкций маятниковых центрифуг
проводится в направлении облегчения выгрузки осадка, повы-
шения безопасности при обслуживании машин, а также улуч-
шения технологических показателей центрифугирования.
С целью облегчения, а также сокращения продолжитель-
ности операции выгрузки осадка применяют сменные жесткие
или мягкие контейнеры, в последнем случае — фильтрующие
мешки, прикрепленные к быстросъемному борту ротора.
Отечественная промышленность освоила производство маят-
никовых центрифуг с контейнерной выгрузкой осадка с рото-
рами диаметрами 800 и 1250 мм. Технические характеристики
центрифуг ФМД и ФМБ аналогичны.
Стремление освободиться от ручного труда или свести его
к минимуму привело к созданию маятниковых центрифуг в
двух основных конструктивных исполнениях: с нижней (ФМН)
и с верхней (ФММ) механизированной выгрузкой осадка.
Области применения фильтрующих центрифуг с механизи-
рованной и немеханизированной выгрузкой осадка несколько
различаются. Центрифуги с нижней механизированной выгруз-
кой (с помощью ножа или скребка) применяют для разделе-
ния суспензий со средне- и мелкозернистой (размер частиц
более 30 мкм), преимущественно растворимой твердой фазой,
когда нежелательно дробление частиц осадка. Работа центри-
фуг наиболее эффективна при концентрации суспензии более
10% (об.). На центрифугах ФМН могут быть достигнуты хо-
роший отжим и эффективная промывка осадка.
Главными отличительными особенностями центрифуг с
нижней механизированной выгрузкой осадка являются нали-
204
чие механизма для среза осадка, а также выполнение основных
технологических операций (загрузки, отжима, промывки и вы-
грузки) при различных наиболее оптимальных скоростях вра-
щения ротора. Ротор загружают при окружной скорости
10...25 м/с, промывку и отжим ведут при 55...63 м/с (иногда
промывку проводят при скорости 30...40 м/с), а срез — при
4...5 м/с. Загрузка и срез осадка при пониженных скоростях
вращения ротора способствует значительному расширению
области применения этих центрифуг, особенно в случаях, когда
недопустимо разрушение кристаллов осадка при выгрузке [1].
Ранее центрифуги с нижней механизированной выгрузкой
осадка изготовляли с роторами диаметром 1000... 1400 мм.
В настоящее время этот интервал расширился в обе стороны:
освоен выпуск механизированных центрифуг как с меньшими
диаметрами роторов (800 мм), так и с роторами больших диа-
метров (1600 и даже 2000 мм).
По характеру работы центрифуги с ножевой выгрузкой
осадка можно разделить на две группы: механизированные
(с ручным управлением) и автоматизированные (с программ-
ным управлением). Последние могут работать также в полуав-
томатическом режиме (с кнопочным управлением).
Для выгрузки осадка в большинстве зарубежных конструк-
ций использованы механизмы среза с возвратно-поступатель-
ным и поворотным движением ножа (скребка). При срезе
осадка скребок, находящийся в верхнем положении, вначале
поворачивается и врезается в осадок на всю его глубину. За-
тем следует движение скребка вниз в осевом направлении до
днища ротора. На этом операция выгрузки осадка заканчи-
вается и скребок выводится в исходное нерабочее положение.
Иногда осадок срезается за два прохода скребка.
В целях снижения габаритов машины и упрощения органов
управления работой механизма среза некоторые изготовители
(«Шарплес», «Вестерн Стейт», США) начали применять меха-
низм среза с широким поворотным ножом. При такой конст-
рукции механизма среза нож совершает только одно движе-
ние— поворачивается вокруг своей оси и срезает осадок по
всей ширине ротора. Так как у маятниковых центрифуг вы-
грузка осадка происходит при низких скоростях резания и от-
носительно небольших усилиях, следует ожидать развития и
распространения этой простой конструкции механизма среза.
В отечественных центрифугах ФМН механизм среза — широкий
поворотный нож.
В наиболее простых конструкциях механизированных цент-
рифуг с возвратно-поступательным и поворотным движением
скребка имеется механический привод ножа. Управление про-
исходит путем вращения двух маховичков. В более совершен-
ных конструкциях механизированных машин управление воз-
вратно-поступательным движением ножа механизма среза
гидравлическое, а поворотным движением — ручное с помощью
205
Рис. 11-3. Механизированная центрифуга с гидравлическим приводом ро-
тора
маховичка. В автоматизированных центрифугах оба движения
ножа имеют гидравлическое управление.
Привод ротора может быть электрическим и гидравличе-
ским. Как отмечалось выше, маятниковые центрифуги с меха-
низированной выгрузкой осадка отличаются тем, что основные
технологические операции выполняются при оптимальных ско-
ростях вращения ротора. Таких оптимальных скоростей враще-
ния должно быть не менее трех (загрузка, центрифугирование,
выгрузка). При электрическом приводе три скорости могут
быть обеспечены трехскоростным электродвигателем или двумя
двигателями — двухскоростным для операций загрузки и от-
жима и односкоростным двигателем с редуктором для выгрузки
осадка.
Применение трехскоростного электродвигателя оказалось
экономически невыгодным из-за его высокой стоимости. Ис-
пользование двух электродвигателей, редуктора для снижения
скорости до 50...70 об/мин, а также специальных обгонных
устройств делает конструкцию привода достаточно сложной.
Поэтому развитие получили центрифуги с регулируемым объ-
емным гидроприводом. Гидропривод иногда устанавливают
соосно с ротором, но чаще — сбоку. В последнем случае враще-
ние ротору передается через клиновые, поликлиновые или зуб-
206
чатые ремни (рис. 11-3). Все центрифуги с гидроприводом из-
готовляются во взрывозащищенном исполнении.
В механизированных центрифугах не всегда устанавливают
запорный конус, закрывающий разгрузочное отверстие в днище
ротора во время операции питания. Его применяют, когда
скорость ротора при загрузке по условиям ведения процесса
не должна превышать 18...20 м/с. Если же загрузку ротора
проводят при скорости более 19 м/с, применение запорного
конуса не обязательно.
Автоматическое управление центрифуг типа ФМН сложнее,
чем центрифуг типа ФГН, так как в маятниковых центрифугах
управлению подлежат не только чередование и продолжитель-
ность технологических операций, но и скорости вращения ро-
тора.
Цикл работы маятниковой центрифуги типа ФМН из-за не-
обходимости изменения частоты вращения ротора оказывается
более продолжительным, чем центрифуг типа ФГН, работаю-
щих при постоянной частоте вращения. В настоящее время
практически у всех центрифуг типа ФМН минимальная дли-
тельность цикла составляет 12...15 мин, тогда как у центрифуг
типа ФГН — около 1 мин.
Наиболее широкое распространение в промышленности по-
лучили механизированные маятниковые центрифуги и центри-
фуги с полуавтоматическим управлением. Машины с цикловым
программным управлением используются значительно реже.
В 60-х годах фирмой «Титус» были предложены две системы
верхней выгрузки осадка из ротора маятниковой центрифуги:
механическая и механико-пневматическая [1]. Судя по литера-
турным данным и рекламным материалам, промышленное при-
менение нашла только механико-пневматическая система. Она
предназначена для выгрузки рыхлых осадков, не склонных к
налипанию на поверхности труб при пневмотранспорте. Прин-
цип действия этой системы выгрузки показан на рис. 11-4.
К центрифуге 1 подключен циркуляционный контур, состоящий
из выгрузочного устройства 2, циклона 3, вентилятора высокого
давления 4 и трубопроводов.
Вентилятор нагнетает в центрифугу через входную трубу
воздух (или инертный газ). Одновременно тот же вентилятор
отсасывает воздух из ротора через отводящую трубу. В резуль-
тате через центрифугу прокачивается определенный объем воз-
духа, а в полости ротора создается избыточное давление, кото-
рое в зависимости от требуемой производительности выгрузки
и свойств осадка составляет 2—4 кПа.
Когда скребок поворачивается и врезается в осадок, вместе
с ним поворачивается и раструб отводящей трубы, затем они
вместе движутся вниз, когда скребок срезает осадок. Срезан-
ный осадок отбрасывается скребком в раструб отводящей тру-
бы, где его подхватывает уходящий газ и выносит по трубе
вверх и далее в циклон. После отделения осадка в циклоне газ
207
Рис. 11-4. Мсханнко-пневматнческая
система верхней выгрузки осадка:
1 — центрифуга; 2 — выгрузочное устрой-
ство; 3 — циклон; 4 — вентилятор высокого
давления
снова всасывается вентилято-
ром и нагнетается обратно в
центрифугу. В зависимости от
свойств осадка срез и выгруз-
ка происходят при скорости
вращения ротора 50 ...200
об/мин.
Система механико-пневма-
тической выгрузки осадка с
одним вентилятором и цикло-
ном может обслуживать до
четырех центрифуг.
Опыт эксплуатации этой
системы выгрузки показал,
что несущая способность пото-
ка газа составляет 3—5 кг
влажного осадка на 1 м3 не-
сущей среды. При расходе та-
ра, равном 0,25 м3/с, макси-
мальная производительность
выгрузки составляет 0,75...
1,25 кг/с влажного осадка.
При предельно допустимой загрузке ротора центрифуги про-
должительность выгрузки составит 3.. 9 мин.
На базе описанной системы была разработана комплексная
автоматизированная система механико-пневматической выгруз-
ки, включающая съем и выгрузку осадка, сушку его в потоке
горячего газа и рекуперацию жидкой фазы (чаще промывной
жидкости). В основе этой системы также заложено использо-
вание энергии газа, циркулирующего в замкнутой системе, для
пневмотранспорта влажного осадка.
Применение системы механико-пневматической выгрузки
осадка, сопровождающейся сушкой его и рекуперацией высу-
шенной жидкости, наиболее эффективно при промывке осадка
низкокипящими растворителями, такими, как ацетон, метило-,
вый и этиловый спирт и др. Использование этой системы для
сушки осадков от водной фазы менее выгодно, однако может
быть также экономически целесообразным, если влажность вы-
гружаемого из ротора осадка менее 10%.
Описанная система верхней выгрузки осадка значительно
расширяет область применения маятниковых центрифуг с
верхней выгрузкой осадка, ликвидирует ручной труд и улуч-
шает санитарные условия обслуживания этих машин.
208
По данным изготовителя при механико-пневматической вы-
грузке практически не остается подслой осадка на фильтрую-
щей перегородке, что существенно облегчает ее регенерацию.
В ФРГ освоено производство центрифуг типа HF [149]. Эти
машины не относятся к маятниковым центрифугам, но их прин-
цип разделения ближе к этому типу машин, чем к центрифу-
гам других типов, и поэтому их описание мы приведем в этом
разделе. Центрифуга HF представляет собой автоматическую
фильтрующую центрифугу периодического действия с выгруз-
кой осадка выворачивающимся наизнанку тканевым рукавом
(рис. 11-5, а и б). Тканевый рукав одним концом закреплен
на внешнем фланце ротора, а другим — на диске, расположен-
ном на небольшом расстоянии от днища ротора. Этот диск
насажен на приводной вал и с помощью двух или более стерж-
ней жестко соединен с крышкой ротора. Вал, диск и крышка
вращаются синхронно с ротором. При выгрузке осадка ротор
перемещается в осевом направлении внутрь (вал, диск и крыш-
ка в осевом направлении неподвижны). При этом рукав вы-
ворачивается наизнанку и находящийся в нем осадок сбрасы-
вается центробежной силой. Ткань хорошо очищается от осад-
ка, особенно, если ее промывают. Центрифуги HF выпускают
четырех типоразмеров (0300, 600, 800, 1300 мм). К преимуще-
ствам центрифуги HF можно отнести полное удаление осадка,
отсутствие его уплотнения на стенках и высокую степень очист-
ки ткани, в результате чего машина длительное время сохра-
няет начальную производительность. Эти центрифуги можно
применять для обезвоживания тонких шламов и суспензий с
невысокой концентрацией твердой фазы. Так как структура
осадка при таком способе выгрузки не нарушается, эти цент-
рифуги более успешно применяются для обработки тиксотроп-
ных продуктов, чем центрифуги с ножевым съемом осадка.
Анализ патентных материалов по маятниковым центрифу-
гам выявил следующие тенденции их развития: совершен-
ствуются устройства и способы питания и контроля загрузки,
способы механизации выгрузки осадка из ротора; предлагают-
ся устройства для интенсификации процесса центробежнога
фильтрования суспензий и сушки осадка путем создания и ис-
Рпс. 11-5. Схема разгрузки ротора центрифуги типа HF:
/ — крышка ротора; 2 — стержни; 3 — диск; 4 — тканевый рукав; 5 — внешний фланец
ротора; 6 — вал; 7 — осадок
14-658
209
пользования внутри центрифуги вентиляционного эффекта; со-
здаются более надежные блокировки.
В заключение следует отметить, что центрифуги как с
нижней, так и с верхней механизированной выгрузкой осадка
изготовляются в настоящее время практически из всех конст-
рукционных материалов, применяемых в химических производ-
ствах. к ним относятся углеродистые и кислотостойкие стали,
сплавы титана и хостелои. Широко применяются гуммирован-
ные и полимерные покрытия. Имеются центрифуги, ротор ко-
торых изготовлен из стекловолокна, пропитанного полиэфирны-
ми смолами.
Общим для всех центрифуг с механизированной выгрузкой
осадка является применение жестких тяжелых крышек, на ко-
торых размещены механизмы загрузки, промывки и выгрузки.
В связи с этим для облегчения обслуживания машины, напри-
мер, при смене фильтрующей перегородки или лезвия ножа, для
подъема крышки использованы гидроцилиндры (см. рис. 11-3).
В последнее время некоторые изготовители вместо пружин
в подвесках стали применять резиновые амортизаторы, что
также заслуживает внимания.
11.2. Центрифуги подвесные с верхним приводом
Подвесные центрифуги с верхним приводом и нижней вы-
грузкой осадка являются старейшим типом фильтрующих ма-
шин периодического действия — их производство началось в
конце прошлого столетия и они прошли большой путь раз-
вития.
Эти центрифуги применяют преимущественно в сахарной
промышленности, где они достигли высокого уровня техниче-
ского совершенства. В химической промышленности центрифу-
ги этого типа в последние годы успешно вытесняются маятни-
ковыми механизированными центрифугами.
За редким исключением подвесные центрифуги для химиче-
ской промышленности изготовляют с фильтрующими роторами.
Область применения этих машин практически та же, что и
маятниковых центрифуг.
Общий конструктивный признак подвесных центрифуг (рис.
11-6) — вертикальное расположение оси перфорированного ро-
тора 1 и вала-веретена 3. Вал верхним концом подвешен в
шаровой опоре, расположенной значительно выше центра масс
вращающейся системы. Шаровая опора — головка привода
центрифуги — представляет собой систему подшипников каче-
ния, размещенных в стакане, свободно опирающемся своей
сферической поверхностью на корпус головки привода. Откло-
нения вала ограничиваются резиновым амортизатором, в ре-
зультате чего уменьшается динамическая нагрузка на подшип-
ники при возникновении дисбаланса.
Такое расположение опоры и шарнирная конструкция с ре-
зиновым амортизатором обеспечивают самоцентрирование вра-
210
Рис. 11-6. Схема немеханизированных под-
весных центрифуг:
1 — ротор; 2 — стойки; 3 — вал; 4 — привод; 5 —
опора привода; 6 — кожух
щающейся системы и ее устойчи-
вость при работе [1].
Привод центрифуги — от элект-
родвигателя 4, соединенного с ва-
лом центрифуги при помощи упру-
гой муфты.
Центрифуга снабжена механи-
ческим ленточным тормозом, распо-
ложенным в корпусе головки при-
вода. Кроме того, специальное ис-
полнение электродвигателей преду-
сматривает торможение противото-
ком.
Ротор центрифуги закрыт кожу-
хом 6, состоящим из двух частей —
верхней и нижней.
Кожух является сборником отфильтрованной жидкости, ко-
торая отводится через штуцер в днище нижней части кожуха.
К штуцеру присоединен сегрегатор, служащий для раздельного
отвода из кожуха фильтрата и промывного фильтрата.
Центрифуги (кроме машин с гуммированными основными
деталями) оснащены устройством для пропарки внутренней
полости кожуха и наружной поверхности ротора.
При работе фильтрующих центрифуг суспензию подают
сверху при пониженной скорости вращения ротора. Затем ско-
рость ротора доводят до максимальной, при которой осадок
отжимают, промывают и повторно отжимают. В осадительных
центрифугах суспензию подают при рабочей скорости вращения
ротора.
Подвесные центрифуги изготовляют с ручной и механизиро-
ванной выгрузкой осадка. В механизированных центрифугах
осадок выгружается на пониженной скорости ротора, у центри-
фуг с ручной разгрузкой — при остановленном роторе.
Отечественная промышленность в соответствии с
ГОСТ 21517—76 освоила выпуск немеханизированных центри-
фуг ФПД (см. рис. 11-6) и центрифуг с механизированной вы-
грузкой осадка ФПН (рис. 11-7).
Для выгрузки осадка механизированные центрифуги, пред-
назначенные для химических производств, оснащают механиз-
мами среза с ручным управлением. Реже встречаются механиз-
мы среза с гидравлическим управлением.
В отличие от подвесных центрифуг, используемых в сахар-
ной промышленности, центрифуги, предназначенные для работы
в химических производствах, в автоматическом режиме не ра-
ботают.
14*
211
Рис. 11-7. Механизированная подвесная центрифуга ФПН-1251 Л-02:
1—загрузочный лоток; 2 — запорный конус; 3— труба промывки; 4 — ротор; 5 — меха-
низм среза осадка
Некоторые зарубежные фирмы изготовляют центрифуги для
химических производств с цилиндроконическим ротором без
механизма среза осадка — так называемые саморазгружаю-
щиеся центрифуги. /
212
Загрузка, центрифугирование, промывка и центробежный
отжим осадка в таких центрифугах происходят так же, как
и в центрифугах типа ФПД. Когда частота вращения ротора
уменьшится, ручной лебедкой поднимают запорный конус.
При остановке ротора осадок сползает с его стенок и падает
в бункер. Саморазгружающиеся центрифуги хорошо зарекомен-
довали себя при обезвоживании поваренной соли.
Глава 12
Горизонтальные центрифуги с ножевой
выгрузкой осадка
Центрифуги этого типа изготовляются в двух конструк-
тивных исполнениях: с фильтрующим и с осадительным рото-
рами.
Фильтрующие центрифуги можно считать базовой конструк-
цией этого типа машин. Их применяют для разделения суспен-
зий со средне- и мелкозернистой (размер частиц более 30 мкм),
преимущественно растворимой твердой фазой, когда допускает-
ся дробление частиц осадка.
Работа центрифуг наиболее эффективна при концентрации
суспензии более 10% (об.). В этих конструкциях предусмотре-
на возможность хорошего отжима и эффективной промывки
осадка.
Конструктивные модификации центрифуги с осадительным
ротором предназначены для разделения малоконцентрирован-
ных плохо фильтрующихся суспензий с нерастворимой твердой
фазой (размер частиц 5...40 мкм). Осадок в осадительных
центрифугах не промывается.
Основное преимущество центрифуг типа ФГН состоит в воз-
можности проведения всех стадий процесса в автоматическом
режиме и при постоянной частоте вращения ротора. К недостат-
кам следует отнести измельчение кристаллов при срезе осадка,
большие трудности регенерации фильтрующей перегородки
при обработке суспензии с нерастворимой твердой фазой. Од-
нако преимущества центрифуг типа ФГН значительнее их* не-
достатков, поэтому спрос промышленности на них во всем
мире по-прежнему высок.
Общий конструктивный признак центрифуг — горизонталь-
ное расположение оси ротора 5, вал 7 которого вращается в
подшипниках качения 6, установленных в станине 8 (рис. 12-1).
Привод центрифуги от электродвигателя через клиноременную
передачу. На передней крышке центрифуги смонтированы ме-
ханизм 3 среза осадка, разгрузочный бункер 1, питающая тру-
ба 2, труба промывки и регенерации (для фильтрующих цент-
рифуг), регулятор уровня слоя загрузки и переключатель хода
213
Рис. 12-1. Конструктивная схема центрифуг типа ФГН с консольным ро-
тором:
> — разгрузочный бункер; 2 —питающая труба; 3 — механизм среза осадка; 4 — кожух;
5 —ротор; 6 —опоры вала; 7 —вал; 8 —станина; S —привод
пожа. Поворотная крышка подвешена на петлях, уплотнена
резиновой прокладкой. Описанная конструкция наиболее рас-
пространена для центрифуг с консольным расположением ро-
тора.
В отличие от фильтрующих, у осадительных центрифуг
имеется механизм отвода фугата из ротора, состоящий из чер-
пающей трубки с силовым гидроцилиндром, снабженным дрос-
селем для регулирования скорости ввода трубки в ротор.
У осадительных центрифуг нет клапанов промывки и регене-
рации, а также разделительных клапанов.
При работе фильтрующей центрифуги суспензия через ре-
гулируемый загрузочный клапан и питающую трубу посту-
пает во вращающийся с полной скоростью ротор и равномерно
распределяется по поверхности сит. Фильтрат, промывной
фильтрат и жидкость после регенерации сит отводятся раз-
дельно. При достижении заданной толщины слоя осадка в рб-
торе подача суспензии автоматически прекращается, nocjie
чего происходит отжим и промывка осадка. Отжатый после
промывки осадок срезается ножом (или скребком) и выгру-
жается из центрифуги.
Типовой цикл работы фильтрующих центрифуг состоит из
операции фильтрования суспензии с образованием осадка, его
промывки, центробежного отжима после промывки, выгрузки
осадка и регенерации фильтрующей перегородки. Последнюю
операцию в зависимости от проницаемости слоя, остающегося
после среза осадка, можно проводить в каждом цикле или че-
рез несколько циклов.
214
Центрифуги с ножевой выгрузкой осадка изготовляются в
роторах диаметром 240...2500 мм, отдельные образцы были из-
готовлены с роторами диаметром 2600 и даже 3000 мм.
Распространены в основном две конструктивные разновид-
ности центрифуг: с ротором, расположенным между опорами,
и с консольным ротором. Центрифуги, в которых ротор рас-
положен между опорами, изготовляются с одинарным или со
сдвоенным ротором [ 1 ].
Обычно роторы диаметром до 1700 мм располагают кон-
сольно, свыше 1700 мм —между двумя опорами. Однако эту
тенденцию недавно нарушила фирма «Робатель СЛПИ», кото-
рая создала самую большую в мире центрифугу с консольным
расположением ротора диаметром 2100 мм и емкостью 1500 дм3.
Частота вращения ротора 750 об/мин. Центрифуга поставлена
в СССР в производство метионина [150] .
Сдвоенные роторы горизонтальных центрифуг имеют диа-
метр 2000 мм и более. Большинство изготовителей производят
центрифуги с одинарными роторами диаметром 600...2000 мм.
В Советском Союзе центрифуги типа ФГН выпускаются с
техническими характеристиками по ГОСТ 375—79 (630, 900,
1250, 2000 и 2200 мм).
Отечественные центрифуги с роторами диаметром
630... 1250 мм изготовляются с консольным расположением ро-
тора, центрифуги больших размеров — с расположением рото-
ра между опорами.
Базовая модель центрифуги ФГН-63 имеет стандартную
конструкцию консольной машины (см. рис. 12-1). Она выпу-
скается в трех конструктивных модификациях (ФГН-633К-01,
ФГН-633К-02, ФГН-631Т-03) и предназначена для малотон-
нажных производств и опытно-промышленных установок [151].
Основные узлы центрифуг: литая станина, главный вал,
маслостанция и виброизолирующее устройство — унифицирова-
ны. Остальные узлы в зависимости от конкретных условий ра-
боты и свойств обрабатываемого продукта имеют свои кон-
структивные особенности и выполняются из различных мате-
риалов.
Одна из конструктивных модификаций (ФГН-633К-02) пред-
назначена для разделения суспензий не только с растворимой,
но и главным образом с нерастворимой твердой фазой.
I При обработке суспензий с нерастворимой твердой фазой
для удаления подслоя осадка проводится операция механиче-
ский регенерации сит при пониженной частоте вращения рото-
ра.) Для выполнения этой операции в конструкцию центрифу-
ги р несены изменения. Механизм среза осадка оборудован спе-
циальным механизмом удаления остаточного слоя осадка.
Для сообщения ротору малой скорости вращения
(70.1..80 об/мин) во время механической регенерации центрифуга
оборудована дополнительным приводом, состоящим из гидро-
мотдра, обгонной муфты и маслонасосной станции. При такой
215
скорости вращения снимаемый щеткой осадок подает
в бункер.
При обработке на центрифуге ФГН-633К-02 суспензий хло-
ристого аммония, двойной соли хлоргидрата пиперизина и пи-
перизина адипината длительность цикла центрифугирования
составляла 6...8,5 мин, производительность по осадку за цикл
20...25 кг. Влажность осадка колебалась от 3 до 10% в зави-
симости от длительности отжима.
Для разделения агрессивных суспензий, получаемых в про-
изводстве галогенов, главным образом кристаллического иода,
создана центрифуга ФГН-631Т-3, у которой ротор и другие
детали, соприкасающиеся с обрабатываемым продуктом, изго-
товляются из титановых сплавов. С учетом особых свойств осад-
ка иода (мелкокристаллическая структура и высокая плот-
ность) для его выгрузки применен механизм среза с возвратно-
поступательным и поворотным движением скребка.
Базовая модель центрифуги ФГН-90 по конструкции анало-
гично центрифуге ФГН-63. Ее изготовляют в четырех конст-
руктивных модификациях: ФГН-903К-01, ФГН-903К-02, ФГН-
902Т-01 и ОГН-903К-01.
Герматизированную взрывозащищенную центрифугу ФГН-
125 изготовляют в трех конструктивных исполнениях на еди-
ной унифицированной базе [152].
Примером машины с расположением ротора между опора-
ми является центрифуга ФГН-2001К-01 [153]. Для улучшения
условий выгрузки осадка разгрузочный бункер машины (рис.
12-2) имеет подвижное дно, установленное на амортизаторах.
В него вмонтирован эксцентриковый вибратор. Разгрузочный
механизм центрифуги с широким радиально перемещающимся
ножом состоит из стального корпуса, на котором крепится
режущее лезвие, гидравлического цилиндра для подъема ножа
и приемного желоба, по которому срезанный осадок выводится
наружу.
Освоен выпуск отечественных фильтрующих горизонталь-
ных центрифуг 2ФГН-2201К-01 со сдвоенным ротором, пред-i
назначенных для разделения суспензий со средне- и мелкозер-i
нистой растворимой твердой фазой [154]. В средней части ста^
нины имеются разделяющие перегородки, что позволяет про-
водить одновременно различные операции в полостях роторр.
Производительность центрифуги по осадку хлористого калия с
влажностью 6...7% составляет 38...42 и 36...40 т/ч соответствен-
но без промывки и с промывкой осадка. Регенерацию сит про-
водят через 20...30 циклов.
Западногерманская фирма «Краусс Маффей» широко рекла-
мирует новую так называемую сифонную центрифугу [155].
Отличительная особенность этой машины (рис. 12-3) — конст-
рукция ротора, который снабжен дополнительной кольцевой
камерой, связанной с периферийной частью несколькими кана-
лами. В кольцевую камеру введена черпающая трубка, Поло-
216
Рис. 12-2. Центрифуга ФГН-2001К-01 с ротором расположенным между
опорами
женне которой можно регулировать с помощью специального
механизма поворота. При постоянных частотах вращения ро-
тора и радиусе свободной поверхности жидкости в фильтрую-
щей части ротора в центрифуге можно получить дополнитель-
ный перепад давлений и, следовательно, регулировать ее про-
изводительность.
Заглубляя черпающую трубку и увеличивая тем самым
радиус сливного цилиндра, можно существенно увеличить пере-
пад давлений в осадке, т. е. увеличить движущую силу процес-
са центробежного фильтрования. В случае необходимости, на-
пример, при проведении операции промывки осадка, можно с
помощью той же черпающей трубки (путем уменьшения ра-
диуса сливного цилиндра) заметно уменьшить перепад давле-
ний в осадке, и, следовательно, скорость процесса.
217
К тенденциям развития центрифуг типа ФГН в последнее
десятилетие можно отнести следующие. Преимущественное раз-
витие получили конструкции консольных центрифуг, которые
стали выпускать с роторами диаметром до 2100 мм. Увеличи-
лось число типоразмеров центрифуг в параметрических рядах
большинства фирм-изготовителей. В связи с развитием осади-
тельных центрифуг непрерывного действия снизился удельный
объем производства центрифуг типа ОГН.
Значительно расширилась номенклатура герметизированных
взрывозащищенных центрифуг, которые в настоящее время
производят все фирмы-изготовители. Расширилась также но-
менклатура центрифуг для работы под давлением.
Кроме герметизированных машин стали шире изготовлять
также другие модификации центрифуг, конструкции которых
наиболее полно приспособлены к конкретным условиям химиче-
ской технологии. Получили промышленное применение сифон-
ные центрифуги. Значительного совершенствования за указан-
ный период достигли отдельные узлы центрифуг, а также си-
стемы автоматического управления [156]. Составлена класси-
фикация механизмов выгрузки, которая позволяет применять
Рис. 12-3. Центрифуга с «вращающимся сифоном»:
1 — разгрузочный бункер; 2~ промывная труба; 3 —вал механизма среза; 4 — ротор;
5—нож; 6 — черпающая труба; 7 — механизм поворота черпающей трубы; 8 — вал ро-
тора; 9 — питающая труба; 10 — труба для залива сифонного устройства; 11 — камера
кольцевая
218
Рис. 12-4. Центрифуга с гидравлическим приводом ротора
машинные методы обработки информации о механизмах среза
осадка, легко реализуемые на ЭВМ [157]. Проведена оптими-
зация конструкций механизмов выгрузки осадка, которая обес-
печила повышенную устойчивость механизмов к возникнове-
нию автоколебаний при срезе тяжелых осадков на больших
скоростях [158, 159]. Оптимизация конструкции механизмов
выгрузки проведена с учетом областей их применения.
Разработаны новые конструкции вибробункера, применение
которого взамен жестко закрепленного бункера с вибратором
привело к расширению области применения центрифуг ОГН и
ФГН и сделало их пригодными для работы с суспензиями, об-
разующими липкие и мажущиеся осадки [160].
Продолжается переход от литых к комбинированным свар-
но-литым и сварным конструкциям станины. Применение свар-
но-литых и особенно сварных станин значительно снижает
массу центрифуги.
Важной тенденцией развития взрывозащищенных центри-
фуг является применение объемного гидропривода для враще-
ния ротора вместо электропривода (рис. 12-4).
Совершенствование системы автоматического управления
идет по пути замены программного управления (по реле вре-
мени) на параметрическое управление. Уже существуют систе-
мы, устанавливающие длительность операции промывки осадка
по качественным показателям, продолжаются поиски конструк-
тивных решений дистанционного контроля влажности осадка в
роторе с целью управления длительностью операции отжима
и т. д.
219
Глава 13
Фильтрующие центрифуги непрерывного
действия с пульсирующей выгрузкой
осадка
Среди фильтрующих центрифуг непрерывного действия
наибольшее промышленное применение нашли центрифуги с
пульсирующей выгрузкой осадка (пульсирующие центрифуги
типа ФГП). По технико-экономическим показателям пульси-
рующие центрифуги значительно превосходят автоматические
центрифуги с ножевым срезом осадка. Они предназначены для
разделения концентрированных (не менее 20%) суспензий с
крупно- и среднезернистой твердой фазой с частицами разме-
ром более 0,1 мм.
В химической и коксохимической отраслях промышленности
пульсирующие центрифуги применяют для разделения суспен-
зий с кристаллической твердой фазой. Эти машины эффективно
используют также при обработке волокнистых материалов, где
не допускается разрушение волокон.
К главным достоинствам пульсирующих центрифуг относят-
ся: непрерывность процесса и высокая производительность при
низком удельном расходе энергии и металла, относительно не-
большое дробление твердой фазы, хорошая степень обезвожи-
вания осадка и эффективная его промывка. К недостаткам
центрифуг следует отнести повышенный унос твердой фазы с
фильтратом, что обусловливает необходимость возврата фильт-
рата в производственный цикл или применения дополнитель-
ных устройств для его очистки, низкий срок службы сит при
обработке абразивных материалов.
Все выпускаемые в настоящее время фильтрующие центри-
фуги с пульсирующей выгрузкой осадка можно разделить на
три группы: однокаскадные, двухкаскадные и многокаскадные.
Одно- и двухкаскадные центрифуги — машины общего на-
значения. Они выпускаются с односторонней или двухсторон-
ней выгрузкой осадка (сдвоенные). Центрифуги с ротором,
имеющим больше двух каскадов, относятся к специализирован-
ным конструкциям, предназначенным для разделения высоко-
вязких суспензий и обезвоживания волокнистых материалов.
На рис. 13-1 приведена конструктивная схема одно- и двух-
каскадной пульсирующих центрифуг фирмы «Краусс Маффей».
Такая конструктивная схема считается типичной для центри-
фуг рассматриваемого типа.
Общим конструктивным признаком однокаскадных пульси-
рующих центрифуг является наличие горизонтально располо-
женного цилиндрического ротора и размещенного внутри него
толкателя, совершающего возвратно-поступательные движения
и служащего для продвижения осадка вдоль сит к выгрузоч-
220
ному краю ротора. В двухкаскадных центрифугах возвратно-
поступательное движение совершает первый каскад ротора.
Ротор закреплен на конце полого вала, приводимого во вра-
щение от главного электродвигателя через клиноременную пе-
редачу. Цилиндрическая обечайка ротора имеет сплошную
перфорацию в виде круглых отверстий диаметром 20...60 мм.
На ее внутренней поверхности закреплено щелевидное сито,
состоящее из нескольких секций. Щели сита направлены вдоль
образующих обечайки. К толкателю крепится приемный конус,
который обеспечивает равномерную подачу суспензии в ротор
из загрузочной трубы. Кожух разделен перегородками на три
секции, служащие для сбора и отвода фильтрата, промывного
фильтрата и осадка. Промывная жидкость в ротор центрифуги
подается по трубе промывки.
Привод пульсации подвижного толкателя однокаскадной
центрифуги или первого каскада двухкаскадной центрифуги —
гидравлический. Насос через специальный механизм управле-
ния подает масло попеременно в правую и левую полости ци-
линдра, обеспечивая этим возвратно-поступательное движение
поршня, насаженного на шток, и связанного с ним подвижного
толкателя (или первого каскада). Такая конструкция привода
пульсации используется практически во всех конструкциях
промышленных центрифуг. Некоторые изготовители в центри-
фугах с роторами диаметром 160...300 мм применяют механиче-
Рис. 13-1. Конструктивная схема одно- и двухкаскаднои центрифуг:
I — вход суспензии; П — выход осадка; III — выход фильтрата; 1— питающая труба;
2 — шпальтовые сита; 3 — ротор; 4 — шток толкателя; 5— полый вал; 6 — поршень тол-
кателя; 7—гидравлический насос с электродвигателем; 8— ремни привода; 9— кожух
для сбора и отвода фильтрата и промывного фильтрата; 10 — подвижной толкатель;
И — кожух для сбора и отвода осадка; 12 — трубы промывки
221
ский привод пульсации, который на этих сравнительно неболь-
ших машинах более экономичен.
Центрифуги с однокаскадными роторами наиболее просты
и дешевы, но менее эффективны, чем двухкаскадные машины.
Изготовляются центрифуги с роторами диаметром 220... 1100 мм.
Частота пульсации толкателя, от которой зависит производи-
тельность машины, изменяется в пределах 25...70 двойных хо-
дов в минуту при длине хода толкателя 25...75 мм.
Применение однокаскадных пульсирующих центрифуг огра-
ничено преимущественно материалами, легко фильтрующимися
и быстро теряющими текучесть. Материалы, медленно теряю-
щие текучесть, могут вытекать из ротора, не успев образовать
осадок достаточной прочности, необходимый для продвижения
его толкателем вдоль сит без вспучивания [1].
Принцип действия одно- и двухкаскадных центрифуг с пуль-
сирующей выгрузкой осадка показан на рис. 13-2.
В обеих конструкциях центрифуг суспензия, подлежащая
разделению, по питающей трубе подается в узкий конец прием-
ного конуса, в котором она, перемещаясь по внутренней по-
верхности, постепенно приобретает скорость, почти равную ско-
рости вращения ротора. Из широкого конца приемного конуса
•суспензия поступает на сито между толкателем и уравнитель-
ным кольцом, которое обычно устанавливается на широком
конце конуса. Фильтрат выходит через отверстия сита, а об-
разующийся осадок у однокаскадных центрифуг продвигается
толкателем вперед и далее сбрасывается с поверхности сита в
приемный кожух. При обратном ходе толкателя уравнительное
Рис. 13-2. Схемы действия пульсирующих центрифуг:
zz — однокаскадных; б — двухкаскадных
222
Рис. 13-3. Схема центрифуги с
перфорированным конусом
толкателя
кольцо срезает избыточ-
ный слой осадка, кото-
рый попадает в простран-
ство между толкателем и
кольцом.
В двухкаскадной цент-
рифуге слой осадка,
образующийся на поверх-
ности сит первого каска-
да, при обратном (влево)
ходе каскада сбрасывает-
ся неподвижным толкателем на сито второго каскада, где он
промывается и отжимается. При прямом ходе (вправо) перво-
го каскада осадок сбрасывается с поверхности сита второго
каскада в кожух центрифуги, затем эти операции повторяются.
На этом же принципе чередующихся телескопических по-
движных и неподвижных цилиндров основаны конструкции мно-
гокаскадных пульсирующих центрифуг с числом каскадов боль-
ше двух. Первый каскад ротора используется для образования
осадка и предварительного обезвоживания, а последующие —
для промывки и окончательного отжима осадка.
При переработке продуктов с частицами размером выше
0,1 мм пульсирующие центрифуги обеспечивают производи-
тельность до 10 т/ч на 1 м2 поверхности сит.
Ведутся поиски конструкций пульсирующих центрифуг,
обеспечивающих эффективное разделение суспензий с понижен-
ным содержанием твердой фазы (менее 2О...25°/о). Одним из
решений является конструкция, предложенная фирмой «Шар-
плес» (США, Англия). Конус толкателя этой машины обращен
основанием не внутрь ротора, как обычно, а наружу (рис. 13-3).
Как видно из схемы, конус толкателя перфорирован и пред-
ставляет собой элемент инерционной центрифуги. Суспензия,
подаваемая на малое основание конуса, при движении по пер-
форированной поверхности подвергается предварительному
фильтрованию, в результате чего на сито ротора она посту-
пает уже в достаточной степени сгущенной. Освоены три типо-
размера центрифуг с роторами диаметром 419, 508 и 762 мм.
Такие центрифуги применяют для разделения суспензий
каустика, поташа, адипиновой кислоты и других материалов.
Максимальная производительность по осадку центрифуги с
ротором 0762 мм составляет 20 т/ч.
Изучение работы двухкаскадных центрифуг показало, что.
при одинаковом с однокаскадными машинами факторе разде-
ления может быть достигнута производительность на 10...25%
223
выше. Вследствие сокращения длины каскада соответственно
уменьшается и длина слоя осадка, что позволяет интенсифици-
ровать процесс его отжима путем уменьшения толщины слоя и
повышения фактора разделения в 1,5...2 раза по сравнению с
однокаскадными центрифугами. В двухкаскадных машинах так-
же меньший расход электроэнергии на выгрузку осадка. Эти
и некоторые другие преимущества двухкаскадных центрифуг
способствовали быстрому их внедрению в химическую и другие
отрасли промышленности, поэтому наряду с однокаскадными
многие фирмы начали выпускать и двухкаскадные центрифуги.
Отечественная промышленность в конце 50-х годов прекрати-
ла производство однокаскадных машин и выпускает центри-
фуги общего назначения только с двухкаскадными роторами.
Вместе с тем за рубежом три фирмы продолжают выпускать
только однокаскадные центрифуги, а шесть фирм имеют в
своей номенклатуре как двух-, так и однокаскадные машины.
Основные производители двухкаскадных центрифуг выпу-
скают от четырех до девяти типоразмеров машин с роторами
диаметром от 220 до 1250 мм (по второму каскаду).
Рис. 13-4. Двухкаскадная пульсирующая центрифуга */2 ФГП-120:
1 — питающая труба; 2 и 3 — передний и средний кожухи; 4— уравнительное кольцо;
5 — сбрасывающее кольцо; 6 — ротор; 7— вал; 8— шток толкателя; 9— гидравлический
цилиндр; 10— торцевая муфта; 11 — маслосистема с холодильником; /2 —станина; 13 —
виброизолирующее основание; 14 — демпфер; 15 — вибронзолятор
224
На рис. 13-4 изображена отечественная двухкаскадная пуль-
сирующая центрифуга типа 1/2 ФГП-120.
Центрифуга состоит из консольно расположенного ротора,
вала, станины, переднего и среднего кожухов, торцевой муфты,
маслораспределителя, маслосистемы с холодильником и при-
вода. Вал, привод, торцовая муфта и маслосистема располо-
жены на станине. Нижняя часть станины служит резервуаром
для масла гидравлической системы машины. Ротор состоит из
двух обечаек, на которых закреплены щелевые колосниковые
сита. Внутрь ротора подведены питающая и промывная трубы,
закрепленные в переднем кожухе. Второй каскад ротора за-
крепленные в переднем кожухе. Второй каскад ротора закреп-
лен на полом валу, внутри которого на бронзовых втулках пе-
ремещается шток толкателя. На одном конце штока установ-
лен первый каскад ротора, а на другом — пульсирующий пор-
шень с маслораспредительными золотниками. Привод ротора
от электродвигателя через клиноременную передачу.
В средней части кожуха имеются отверстия для выхода
фильтрата и отсоса газов. В верхнюю часть е₽о подается жид-
кость для промывки наружной поверхности ротора и внутрен-
ней поверхности кожуха. Система смазки подшипников центри-
фуги— циркуляционная, от маслосистемы. Маслосистема со-
стоит из насоса с электродвигателем, фильтра для масла и
дросселя, регулирующего поступление масла в маслораспреде-
литель. С помощью маслораспределителя штоку толкателя со-
общается возвратно-поступательное движение. Число пульсаций
регулируют изменением количества масла, поступающего в мас-
лораспределитель из масляной ванны.
В Советском Союзе в соответствии с ГОСТ 6078—80 изго-
товляются пять размеров двухкаскадных пульсирующих цент-
рифуг с односторонней выгрузкой осадка типа 1/2 ФГП.
Узлы и детали отечественных двухкаскадных пульсирующих
центрифуг общего назначения, соприкасающиеся с обрабаты-
ваемым продуктом, изготовляются из сталей 12Х18Н10Т,
10Х17Н13М2Т или 10X17H13M3T. Для обработки суспензий,
жидкая фаза которых обладает высокими корродирующими
свойствами, освоен выпуск центрифуг 1/2 ФГП-401Т-06 и
1/2 ФГП-1201Т-01. Ротор и все детали этих центрифуг, сопри-
касающиеся с обрабатываемым продуктом, изготовлены из ти-
танового сплава.
Для разделения суспензий со специфическими физико-хи-
мическими свойствами на базе центрифуг общего назначения
разработаны специализированные модели (конструктивные мо-
дификации). Так, например, для разделения суспензии хлори-
стого калия создана центрифуга 1/2 ФГП-1451К-01 [161].
В промышленных испытаниях этих центрифуг в производ-
стве КС1 флотационным и галлургическим способами исходная
суспензия имела концентрацию твердой фазы 43,5...54,1% (масс.)
и подавалась па центрифугу в количестве 65... 122 т/ч. При этом
15—658
225
£
Рис. 13-5. Двухкаскадная пуль-
сирующая центрифуга с ци-
линдроконическим ротором:
А — питающая труба; Б — вариант
загрузки через шнековый питатель
производительность цент-
рифуги по влажному
осадку составляла 31...
48 т/ч. При большей про-
изводительности и на-
грузке по суспензии и меньшей концентрации твердой фазы
в суспензии влажность осадка достигала 8,8%. При уменьше-
нии нагрузки по суспензии и увеличении концентрации твердой
фазы влажность осадка уменьшается до 5,1%.
Унос твердой фазы с фильтратом составлял 85... 170 г/л и
зависел в основном от гранулометрического состава суспензии.
Твердая фаза — кристаллы неправильной формы, размер ча-
стичек— 0,7 мм и менее, причем на долю кристаллов размером
0,7...0,1 мм приходилось 86...90%, а размером 0,074 мм и ме-
нее— 11,4...6% твердой фазы. Последние, как правило, уносят-
ся с фильтратом.
Центрифуги 1/2 ФГП-1451К-01 выпускаются серийно. Они
внедрены па ряде калийных комбинатов [161].
Конструктивной разновидностью двухкаскадных центрифуг
является центрифуга SHSZK фирмы «Зибтехник» (ФРГ) с ци-
линдроконическим ротором (рис. 13-5) [162].
Для того, чтобы увеличить время пребывания осадка в
центробежном поле, часть ротора второго каскада выполнена
в виде конуса с углом наклона несколько меньшим угла тре-
ния. Эта часть ротора покрыта листовыми ситами. При движе-
нии по ситам конуса толщина слоя осадка постепенно умень-
шается, происходит его рыхление и перемешивание, в резуль-
тате чего достигается дополнительное обезвоживание твердого
вещества. Центрифуга предназначена для разделения суспен-
зий с повышенным содержанием мелких фракций в твердой
фазе. При обработке некоторых суспензий на этой центрифуге
достигается снижение влажности осадка на 2...4% по сравне-
нию с влажностью осадка при разделении той же суспензии на
двухкаскадной пульсирующей центрифуге стандартной конст-
рукции.
При соответствующем подборе угла конуса для разделения
конкретной суспензии сплошной слой осадка может сохраняться
и на коническом участке ротора. При этом усилие выталкива-
ния осадка будет небольшим даже при длинном роторе. Тогда
при одинаковых исходных условиях и результатах разделения
может быть достигнуто увеличение производительности на 30%
без усиления гидравлической системы центрифуги.
Пульсирующие центрифуги с роторами, имеющими более
двух каскадов — специализированные конструкции, предназна-
226
ченные для разделения высоковязких и труднофильтрующихся
суспензий и для обезвоживания волокнистых материалов. Их
применяют также в случае, когда необходимо обеспечить ин-
тенсивную промывку осадка.
В результате разделения ротора на несколько каскадов по-
вышается устойчивость осадка против выпучивания и увеличи-
вается время его пребывания в роторе. При ступенчатой конст-
рукции ротора повышается степень обезвоживания осадка, так
как процесс обезвоживания происходит в более тонком слое.
Удаление жидкости из осадка облегчается также в результате
разрыхления его при переходе с каскада на каскад.
В зависимости от назначения машины роторы многокаскад-
ных центрифуг могут иметь от трех до шести каскадов, причем
для достижения хорошего обезвоживания осадка после его про-
мывки последний каскад обычно делается более длинным.
Некоторые фирмы-изготовители провели нормализацию и
унификацию основных узлов и деталей пульсирующих центри-
фуг, что дало возможность собирать машины из унифицирован-
ных деталей с роторами различной длины и разным числом
каскадов.
Четырехкаскадные центрифуги обычно изготовляются с гид-
равлическим приводом толкателя. Привод толкателя центрифу-
ги может быть и механическим. Однако, как и в однокаскад-
ных машинах, применение привода такой конструкции перспек-
тивно только для центрифуг небольших размеров.
Главная тенденция в развитии пульсирующих центрифуг —
совершенствование конструкций и повышение технических па-
раметров базовых моделей машин, а также создание новых
конструктивных разновидностей центрифуг. В результате уни-
фикации центрифуг типа 1/2 ФГП-40 и 1/2 ФГП-63 шесть мо-
дификаций изготовляются на единой унифицированной базе.
Унифицированные базы созданы также для центрифуг
1/2 ФГП-80 и 1/2 ФГП-120 [163]. Совершенствованию подверг-
лись главным образом конструкция ротора, приводная система
возвратно-поступательного движения толкателя, узлы промыв-
ки осадка и отвода его из кожуха центрифуги, а также щеле-
вые сита.
Одной из важных тенденций в использовании центрифуг
типа ФГП в промышленности является создание адаптивных
систем автоматического управления питанием (АУП) центри-
фуг, позволяющих поддерживать оптимальный или близкий к
оптимальному режим центрифугирования при изменяющихся
условиях работы. Система АУП испытана в производстве ка-
лийных удобрений. В результате ее применения производитель-
ность центрифуги 1/2 ФГП-1451К-01 повысилась на 30%, а сама
центрифуга приобрела способность работать на суспензии с
концентрацией твердой фазы, изменяющейся в широком диа-
пазоне [164].
15
227
Глава 14
Фильтрующие центрифуги непрерывного
действия со шнековой выгрузкой осадка
Фильтрующие центрифуги со шнековой выгрузкой осадка
предназначены главным образом для разделения суспензий с
крупнозернистой твердой фазой, в которой преобладают части-
цы размером более 0,15 мм. Возможна также обработка сус-
пензий с коротковолокнистой твердой фазой. Наиболее эффек-
тивна работа центрифуг при объемном содержании суспензии
выше 40Не-
конструктивные особенности фильтрующих шнековых цент-
рифуг таковы, что не позволяют получать фильтрат с низким
содержанием твердой фазы. Их применяют обычно в таких
процессах, где фильтрат возвращается в производственный
цикл или же дополнительно осветляется.
Иногда центрифуги оснащают промывными устройствами,
но промывка осадка в машинах этого типа менее эффективна,
чем в центрифугах с пульсирующей выгрузкой осадка. Боль-
шая часть фильтрующих шнековых центрифуг имеет высокий
фактор разделения, вследствие чего содержание жидкой фазы
в осадке незначительное и в некоторых случаях можно обхо-
диться без его промывки.
Высокая производительность, хорошая степень обезвожи-
вания осадков, низкие затраты энергии и малая масса являют-
ся отличительными особенностями фильтрующих центрифуг со
шнековой выгрузкой осадка.
К недостаткам этих машин относятся: возможность обра-
ботки суспензий только с крупнозернистой не абразивной твер-
дой фазой, значительный унос твердой фазы с фильтратом, не-
достаточно высокая эффективность промывки осадка и суще-
ственное измельчение твердой фазы.
По сравнению с фильтрующими центрифугами с пульсирую-
щей выгрузкой осадка фильтрующие шнековые центрифуги
имеют значительно меньший удельный расход энергии и метал-
ла на единицу производительности, а высокий фактор разделе-
ния и проведение процесса в тонком слое могут обеспечить по-
лучение осадка более низкой влажностью. Вместе с тем на цент-
рифугах с пульсирующей выгрузкой осадка достигается лучшая
промывка осадка, меньшее измельчение твердой фазы и унос
ее с фильтратом.
Фильтрующие шнековые центрифуги, как и однокаскадные
пульсирующие центрифуги, применяют преимущественно для
материалов, легко фильтруемых и быстро теряющих текучесть.
Материалы, медленно теряющие текучесть, могут вытекать из
ротора, не успев образовать осадок.
Общий конструктивный признак центрифуг этого типа —
конический фильтрующий ротор, расположенный вертикально
228
или горизонтально. Внутри ротора в том же направлении, но
с другим числом оборотов вращается соосно расположенный
шнек, служащий для выгрузки отфильтрованного осадка [1].
Первыми в промышленности были освоены центрифуги с
вертикальным расположением оси ротора. Они были созданы
непосредственно перед войной и основное свое развитие полу-
чили в 60-е годы. Конструктивная схема центрифуги, приведен-
ная на рис. 14-1, считается стандартной для вертикальных ма-
шин. По такой конструктивной схеме вертикальные центрифу-
ги выпускают в настоящее время все изготовители этих машин.
Вертикальные центрифуги изготовляются с диаметрами ро-
торов 200...800 мм. Обычно в параметрическом ряду содержит-
ся от 3 до 5 типоразмеров.
Горизонтальные фильтрующие шнековые центрифуги (рис.
14-2) были созданы в 50-е годы, а уже в 70-е годы их выпуск
превысил производство вертикальных центрифуг.
В настоящее время во всем мире изготовляют 30 типораз-
меров горизонтальных центрифуг и только 12 типоразмеров
вертикальных машин.
Быстрое расширение производства горизонтальных центри-
фуг объясняется более высокой эксплуатационной надеж-
ностью по сравнению с вертикальными машинами: редуктор
вынесен из рабочей зоны и доступ к основным узлам центри-
фуги облегчен. Опыт показал, что горизонтальные центрифуги
Рис. 14-1. Конструктивная схема вертикальных центрифуг типа ФВШ:
1— предохранительное устройство; 2— редуктор; 3 — камера для фильтрата; 4 — шнек;
5 — питающая труба; 6 —ротор; 7 — сито; 8 — кожух-станина; 9 — камера для осадка;
10 — электродвигатель
229
более перспективны, чем вертикальные, несмотря на то, что они
занимают большую площадь и имеют несколько худшие дина-
мические характеристики (центр масс ротора находится за ко-
ренными опорами).
Учитывая эти обстоятельства, в СССР прекращено произ-
водство вертикальных центрифуг и в соответствии с
ГОСТ 8459—78 выпускаются только горизонтальные машины.
Горизонтальные центрифуги изготовляются с роторами диа-
метром 170... 1000 мм.
Во всех горизонтальных центрифугах, кроме машин фирмы
«Робатель СЛПИ» (Франция), конические роторы расположе-
ны консольно и обращены большим основанием наружу (см.
рис. 14-2). В центрифугах фирмы «Робатель СЛПИ» консоль-
ный ротор обращен большим основанием не наружу, а в сто-
рону коренных опор (рис. 14-3). Центрифуга такой конструк-
ции динамически более устойчива при работе, поэтому ско-
рость вращения ротора этих центрифуг несколько выше. Вместе
с тем центрифуги такой конструкции менее удобны в эксплуа-
тации, так как в них заужен проход для осадка, что делает
возможным зависание его в кожухе. Во избежание этого на
кожухе необходимо устанавливать вибратор.
Ротор шнековых фильтрующих центрифуг представляет
собой перфорированный усеченный конус с углом наклона об-
разующей к его оси 10...20°. Перфорация имеет форму длинных
прерывистых щелей, расположенных вдоль окружностей.
Рис. 14-2. Типовая конструкция горизонтальной центрифуги типа ФГШ
230
Рис. 14-3. Горизонтальная центрифуга с ротором, повернутым широкой сто-
роной внутрь:
1 — питающая труба; 2 — кожух; 3 — шнек; 4 — ротор; 5 — сито; 6 — вибратор; 7 — элект-
родвигатель; 8 — редуктор; 9 — станина
Роторы изготовляют преимущественно с углом наклона об-
разующей к оси 20°; в этом случае осадок встречает небольшое
сопротивление и иногда может двигаться по ситу без помощи
шнека. Центрифуги с таким углом наклона стенок ротора
обычно развивают большую удельную производительность
[до 30 т/(м2-ч)]; расход электроэнергии на единицу произво-
дительности этих центрифуг относительно низкий. Однако при
угле наклона 20° наблюдается наиболее высокий унос твердой
фазы с фильтратом, поэтому роторы с таким углом наклона
стенки применяют для разделения суспензий, в твердой фазе
которых содержание мелких фракций незначительное.
Конические роторы с углом наклона стенок 10° используют
для центрифугирования более высокодисперсных продуктов, а
также при промывке осадка.
Шпеки фильтрующих центрифуг в отличие от осадительных
делают многозаходными и с большим углом подъема витков.
Наиболее распространены восьми- и шестизаходные шнеки.
В отечественных центрифугах, а также в центрифугах фир-
мы «Робатель СЛПИ» (Франция) установлены двухступенча-
тые планетарные редукторы, остальные изготовители исполь-
зуют циклоредукторы, которые компактнее планетарных, имеют
более высокий к.п.д. и проще в эксплуатации. Однако они до-
роже планетарных редукторов, производство их требует значи-
тельно большей точности изготовления и специального обору-
дования.
231
Фильтрующая перегородка — основной рабочий элемент
шнековых фильтрующих центрифуг, в значительной степени
определяющий технологические показатели и эксплуатацион-
ные характеристики машины. В качестве фильтрующей перего-
родки в высокоскоростных центрифугах применяют листовые
сита с малыми круглыми или щелевидными отверстиями, в круп-
нотоннажных — колосниковые сита из профилированной про-
волоки.
Глава 15
Фильтрующие центрифуги непрерывного
действия с инерционной выгрузкой осадка
Отличительная особенность и несомненное преимущество
центрифуг с инерционной выгрузкой — отсутствие у них каких-
либо выгружающих устройств, перемещающих осадок вдоль
ротора. Эти центрифуги подразделяют на два типа: центрифу-
ги с центробежной выгрузкой, разгружающиеся действием на
осадок центробежных сил инерции, превосходящих силы тре-
ния осадка о сита или направляющие устройства; центрифуги
вибрационные, из которых осадок выгружается действием на
него, кроме центробежных сил, также сил инерции, возникаю-
щих в результате вибрации ротора.
Вибрационные центрифуги в химических производствах по-
ка не применяются и поэтому мы их не рассматриваем.
Центрифуги с центробежной выгрузкой осадка можно под-
разделить на центрифуги с нерегулируемым и с регулируемым
временем пребывания осадка в роторе [1].
15.1. Центрифуги с нерегулируемым временем
пребывания осадка в роторе
К той группе относятся центрифуги с гладким коническим
ротором, с лопастным ротором, с террасным ротором (с отра-
жательными кольцами) и так называемые турбо каскадные
центрифуги.
Центрифуги с гладким коническим ротором наиболее про-
стые фильтрующие машины непрерывного действий. Общий
конструктивный признак этих центрифуг—вертикально (или
горизонтально) расположенный конический фильтрующий ро-
тор, угол наклона образующих которого к оси больше угла
трения осадка о сито.
В химических производствах центрифуги с гладкими кони-
ческими роторами пока не получили заметного распростране-
ния, что можно объяснить несколькими причинами. Во-первых,
центрифуги такой конструкции могут устойчиво работать лишь
при условии высокой стабильности свойств поступающей на
232
разделение суспензии, что в химической промышленности осу-
ществить нелегко; во-вторых, широко используемые в пищевой
промышленности тонкие листовые сита имеют низкую антикор-
розионную стойкость в условиях обработки химических продук-
тов, и, в-третьих, каждый продукт требует для своей обработ-
ки специфического конструктивного оформления машины.
Учитывая эти ограничения, следует ожидать, что фильтрую-
щие центрифуги с гладким коническим ротором будут исполь-
зоваться в химических производствах лишь в редких случаях
узко специализированного назначения.
Фильтрующие центрифуги с лопастным ротором [165] так-
же пока не нашли применения в химических производствах. Их
используют в пищевой [166] и в угольной [100] отраслях про-
мышленности.
Центрифуги с террасным коническим ротором предназначе-
ны для обезвоживания гранул полимеров крупностью 2...3 мм
непосредственно после грануляции и охлаждения гранул водой
[167]. Центрифуга состоит из вертикально расположенного ро-
тора, вала с опорами, кожуха и привода (рис. 15-1). Ротор
имеет несколько последовательно расположенных конических
обечаек (колец) и приемную ситчатую корзину. Угол наклона
образующих обечаек к оси ротора больше угла трения осадка
о стенки ротора. Отличительная особенность конструкции ро-
тора (рис. 15-2)—наличие на верхнем крае каждого кольца
торового участка, к периферийной поверхности которого с опре-
деленным зазором прилегает кромка нижнего края следующего
кольца. Упомянутые горизонтальные щелевые зазоры служат
для выхода из ротора жидкости, отделяемой от гранул поли-
мера. Расположенные по окружности ротора лопасти создают
вентиляционный эффект, в результате чего влажный воздух
засасывается в сборник фильтрата, а свежий воздух поступает
по штуцерам в крышке кожуха. Продувка воздухом внутренних
полостей ротора способствует снижению остаточной влажности
гранул.
Принцип действия центрифуги заключается в следующем
(см. рис. 15-1). Суспензия непрерывно подается в ротор через
загрузочную воронку. Попадая в приемную корзину ротора,
суспензия освобождается от воды, вследствие чего на первое
отражательное кольцо выбрасываются уже отдельные влажные
гранулы. При ударе о поверхность кольца гранулы теряют
часть поверхностной влаги, под действием составляющей цент-
робежной силы перемещаются к широкому краю и сбрасывают-
ся на следующее кольцо. Отделенная влага образует на поверх-
ности кольца тонкую пленку, которая под действием состав-
ляющей центробежной силы движется также к широкому краю
кольца. Но в результате действия сил адгезии пленка не сры-
вается с верхнего края торовой поверхности, а продолжает
двигаться по этой поверхности дальше, проходит зазор между
кольцами и срывается лишь с кромки, которой оканчивается
233
торовая поверхность (см. рис. 15-2). Из рис. 15-2 видно, что
гранулы перескакивают через щель. Аналогичный процесс от-
деления влаги повторяется на всех кольцах ротора. Таким об-
разом в центрифуге этой конструкции для обезвоживания гра-
нул используются как центробежные силы инерции, так и силы
адгезии.
Центрифуги такого типа используют для обезвоживания как
прочных гранул полиэтилена высокого и низкого давления, так
и хрупких гранул полиметакрилата, полистирола и др.
При гранулировании некоторых полимеров, как например,
полипропилена, образуются агломераты из гранул. Так как
наличие агломератов и слипшихся гранул нарушает процесс
обезвоживания, то при обработке комкующихся полимеров
применяют приемную корзину специальной конструкции, в ко-
торой вместо плетеного сита установлено листовое сито в виде
усеченного конуса. В этой конструкции на питающей трубе
установлен конический раструб, а на днище ротора закреплена
крестовина, разрушающая агломераты и комки на входе в ро-
тор.
При обработке гранул из хрупких полимеров снижают ча-
стоту вращения ротора, в приемной корзине устанавливают
гладкие листовые сита типа Конидур и демонтируют из ротора
крестовину, предназначенную для разрушения агломератов.
Эти меры предосторожности снижают измельчение хрупких
полимеров; так, например, для полистирола измельчение со-
ставляет 0,2 г/кг [167].
Производительность центрифуги и остаточная влажность
гранул в значительной степени зависят от исходной концентра-
ции суспензии. С повышением концентрации суспензии резко
увеличивается производительность машины при заданной оста-
точной влажности гранул. Поэтому для достижения оптималь-
ной производительности между гранулятором и центрифугой
устанавливают сгустители различной конструкции, обеспечиваю-
Рис. 15-1. Схема центрифуги с коническим террасным ротором:
1 — вал с опорами; 2— сито предварительного обезвоживания; 3— ротор; 4 — кожух;
5 — электродвигатель; А — загрузка; Б — выход осадка
Рис. 15-2. Принципиальная схема конического террасного ротора:
J — ротор; 2 — пленка жидкости; 3 — обезвоживаемая частица
234
Рис. 15-3. Схема турбокаска дней центрифуги:
1 — входной патрубок; 2 — питающая труба; 3 — ротор.; 4 — -конус с направляющими
дисками; 5—выход фильтрата; 6— выход осадка
щие повышение концентрации суспензии до 60...80%. При такой
концентрации суспензии остаточное массовое содержание по-
верхностной влаги на гранулах полимера может быть снижено
до 0,01...0,05%.
Аналогичную область применения имеют и турбокаскадные
центрифуги. Отличительная особенность центрифуги (рис.
15-3)—горизонтально расположенный конический ступенча-
тый фильтрующий ротор. Угол наклона образующих каждой
ступени ротора одинаков и больще угла трения гранул о сито.
Внутри ротора расположен конус с направляющими дисками,
которые препятствуют перескакиванию гранул из одних уча-
стков сита на другие и способствуют обдуву гранул воздухом,
циркулирующим через ротор. В качестве фильтрующей перего-
родки используются листовые или колосниковые сита. Изготов-
ляются три типоразмера центрифуги — на производительность
3, 6 и 12 т/ч.
15.2. Центрифуги с регулируемым временем
пребывания осадка в роторе
К этой группе относятся центрифуги с коническим рото-
ром и винтообразным направляющим устройством для осадка,
центрифуги с коническим прецессирующим ротором, а также
центрифуги с коническим ротором и регулирующим диском с
выгрузочными окнами.
235
Рис. 15-4. Центрифуга с коническим ротором и винтообразным направляю-
щим устройством:
/ — вал с опорами; 2— направляющее устройство; 3—ротор; 4— кожух; 5 — электро-
двигатель
Центрифуги с коническим ротором и винтообразным направ-
ляющим устройством [149]. Эти центрифуги имеют примерно
ту же область применения, что и скоростные фильтрующие
центрифуги со шнековой выгрузкой осадка, с некоторым расши-
рением этой области в сторону меньшего размера частиц и
меньшей концентрации суспензии. Согласно рекламным данным,
на центрифугах этого типа можно разделять ряд суспензий,
обычно обрабатываемых на центрифугах типа ФГН.
Центрифуга (рис. 15-4) состоит из конического ротора, за-
крепленного на вертикальном валу, направляющего устройства,
соосно расположенного в роторе, привода и кожуха. Внутрен-
няя поверхность ротора покрыта листовым ситом.
Ротор и лопасти направляющего устройства вращаются с
одинаковой скоростью, что является одной из главных отличи-
тельных особенностей конструкции машины. Угол наклона об-
разующей к оси конического ротора составляет 30...350, т. е.
больше угла трения осадка о сито.
Направляющее устройство состоит из пяти секций, выпол-
ненных в виде элементов шнека. У каждой секции свой угол
наклона лопастей шнека, отличный от углов наклона лопастей
в других секциях. Путем поворота вокруг центральной оси сек-
236
ции устанавливаются в определенном положении одна относи-
тельно другой. При этом образуется направляющий канал,
по которому осадок под действием составляющей центробеж-
ной силы скользит по ситу вдоль лопастей направляющего
канала.
Возможность регулирования времени пребывания осадка в
роторе — вторая из главных отличительных особенностей кон-
струкции. В конструкции центрифуги предусмотрена возмож-
ность получения семи сочетаний взаимного расположения сек-
ций и, следовательно, семи различных форм направляющих
каналов.
Переставляя секции, можно подобрать наиболее оптималь-
ную форму канала для конкретных условий разделения. Освое-
но производство пяти типоразмеров таких центрифуг произво-
дительностью 1.2...36 м3/ч.
В связи с тем, что в роторе нет элементов конструкции, со-
вершающих относительное движение, измельчение осадка при
разделении суспензий в таких центрифугах ниже, чем в цент-
рифугах со шнековой и пульсирующей выгрузкой.
Центрифуги с коническим прецессирующим ротором были
впервые экспонированы на выставке «Ахема-64» фирмой
«Краусс Маффей» (ФРГ). В рекламных материалах фирма
указывала, что центрифуга имеет диаметр ротора 540 мм и
максимальный фактор разделения 800. Однако в дальнейшем
центрифуга KTZ-54 предлагалась потребителю с фактором раз-
деления не более 300.
Сопоставив запатентованные фирмой в 1962—1964 г. кон-
структивные решения и появившиеся спустя много лет промыш-
ленные образцы прецессионных центрифуг, можно сделать вы-
вод, что в период опытно-конструкторских работ специалисты
фирмы «Краусс Маффей» предполагали, что главной проблемой
будет регулирование скорости движения осадка, однако про-
мышленная эксплуатация показала, что наиболее сложным во-
просом явилась работоспособность подшипниковых опор и в
первую очередь, опоры наклонного вала ротора. Несмотря на
оригинальные технические решения, предложенные специали-
стами фирмы, проблема надежности прецессионных центрифуг
не была решена, и фактор разделения пришлось снизить почти
в три раза по сравнению с первоначальной рекламой фирмы.
В середине 60-х годов начался выпуск тихоходных противо-
точных прецессионных центрифуг трех типоразмеров с рото-
рами диаметром 540, 800 и 1200 мм. Максимальный фактор
разделения центрифуги с ротором диаметром 1200 мм состав-
лял 160. Наклонный вал ротора этой машины (рис. 15-5) уста-
новлен с помощью подшипников в обойме на полом привод-
ном валу и соединен с центральным приводным валом кардан-
ной муфтой. Торцы этой обоймы и полого вала имеют наклон
к своим осям. Изменение угла нутации осуществляется путем
поворота обоймы относительно полого вала вокруг вертикаль-
237
Рис. 15-5. Противоточная прецессионная центрифуга
ной оси. Привод валов осуществляется от одного электродвига-
теля с помощью ременной передачи. Для распределения суспен-
зии по ситу ротора служит конический дистрибутор, соединен-
ный спицами с несущим конусом ротора.
В 1979 г. фирма «Краусс Маффей» перешла на выпуск
прямоточных прецессионных центрифуг (рис. 15-6). Привод этих
машин включает два электродвигателя. Изменяя скорости их
вращения, можно оказывать влияние на движение осадка.
К преимуществу прямоточных центрифуг относится компакт-
ность и меньшая металлоемкость по сравнению с противоточ-
ными центрифугами с тем же диаметром ротора, а также воз-
можность разместить опору наклонного вала больших габари-
тов и следовательно, увеличить долговечность этого подшипни-
кового узла. Недостатки прямоточной центрифуги — сложная
конструкция дистрибутора, невозможность визуального контро-
ля состояния сита и слоя осадка в роторе и поэтому более
сложная наладка и эксплуатация центрифуги. Более мощная
опора наклонного вала прямоточных центрифуг способствовала
некоторому повышению технических параметров машин, таких,
как фактор разделения и производительность. Однако фактор
разделения центрифуг KTZ-100 и KTZ-140 по-прежнему остал-
ся в пределах, достаточных лишь для центрифугирования наи-
более легкофильтрующихся продуктов.
Определенный застой в развитии прецессионных центрифуг,
потенциальные возможности которых были очевидны еще в
238
60-х годах, объясняется неверными представлениями о прин-
ципах их работы, сложившимися у зарубежных специалистов
[168].
В настоящее время создана отечественная конструкция пре-
цессионной центрифуги с диаметром ротора 1200 мм, которая
может работать при факторах разделения 500... 1000. Это пер-
вая машина в новом поколении скоростных прецессионных
центрифуг. Она предназначена для крупнотоннажных произ-
водств при обезвоживании мелкозернистых продуктов флотации
хлористого калия [128], угольных шламов [169] и других по-
добных продуктов. В отличие от зарубежных конструкций,
в отечественной скоростной прецессионной центрифуге пред-
усмотрена промывка осадка в роторе.
Центрифуги с прецессирующим ротором имеют наилучшие
показатели при разделении суспензии с концентрацией твердой
фазы по объему выше 55%.
Центрифуги с гладким коническим ротором и регулятором
выгрузки осадка в виде диска с прорезями. Разработана новая
инерционная центрифуга типа ФГИ, время пребывания осадка
в роторе которой регулируется специальным диском с выгру-
зочными окнами (рис. 15-7). Фильтрующий конический ротор
закрыт с широкого торца диском. Диск имеет прорези (вы-
Рис. 15-6. Прямоточная процессионная центрифуга
239
Рис. 15-7. Схема центрифуги ФГИ:
1 — ротор; 2 — диск с выгрузочными окнами; а — выгрузочные окна
грузочные окна) и может вращаться с угловой скоростью ц>д.
При вращении ротора с угловой скоростью (орт процесс разде-
ления происходит как в обычной инерционной центрифуге, но
осадок выгружается не по всему периметру ротора, а только
через зоны, ограниченные углом р0 выгрузочных окон. Устанав-
ливая сменные диски с различным числом окон и углами р0,
а также изменяя скорость вращения диска (по отношению к
ротору), можно регулировать время центрифугирования в до-
вольно широком диапазоне.
На основании проведенных исследований была разработана
центрифуга ФГИ-501К-01, которая была испытана в производ-
стве сульфата аммония. Производительность машины по осад-
ку составила 4 т/ч при концентрации суспензии по массе — 40%.
Влажность осадка после центрифуги в зависимости от ширины
щели диска изменялась в пределах 0,3...0,9%. Эксплуатирую-
щиеся в этом же производстве фильтрующие шнековые цент-
рифуги ФГШ-401К-02 при одинаковой производительности с
центрифугой ФГИ-501К-01 дают конечную влажность осадка
-1,5%.
Другая центрифуга типа ФГИ с диаметром ротора 320 мм
в настоящее время успешно эксплуатируется на участке обез-
воживания гранулированного полиэтилена одного из предприя-
тий. Производительность центрифуги по гранулам составляет
до 1 т/ч. По сравнению с применяемыми фильтрующими шне-
ковыми центрифугами центрифуга ФГИ показала на этом пред-
приятии увеличенный межремонтный пробег и повышенную на-
дежность [170].
Глава 16
Особенности применения и выбора
центрифуг и сепараторов
Центрифуги и сепараторы позволяют наиболее полно
извлекать компоненты из разделяемых жидкостных систем,
поэтому они широко применяются в различных отраслях народ-
ного хозяйства, особенно в пищевой и микробиологической
промышленности и производстве медицинских препаратов.
В химической промышленности с помощью центрифуг и се-
параторов можно интенсифицировать процессы разделения,
создать условия для организации непрерывных, автоматически
управляемых процессов, улучшить условия при работе с агрес-
сивными средами и материалами, обладающими токсичными
свойствами.
Для многих химических производств представляет интерес
центрифугальное оборудование, позволяющее обрабатывать
взрывоопасные продукты, или устанавливаемое в пожаровзры-
воопасных помещениях.
Центрифуги и сепараторы, предназначенные для работы
в таких экстремальных условиях, имеют ряд конструктивных
особенностей: газонепроницаемость в отношении внешней сре-
ды; имеют устройства, обеспечивающие подачу инертного газа
в полость между ротором и кожухом машины и сохраняющие
положительное давление до 400 мм водяного столба.
Примером процессов, в которых предусматривается безопас-
ность их проведения, является производство полипропилена,
где комплексно используются центрифуги и сепараторы; оса-
дительная центрифуга для выделения полупродукта после
полимеризации пропилена и сепаратор с центробежной пуль-
сирующей выгрузкой осадка для очистки гептана от мелких
частиц полимеров перед его рециркуляцией в процессе. В ка-
честве буферной жидкости в сепараторе используется гептан. '
Оба типа центрифугального оборудования обладают достаточ-
ной взрывопожарозащищенностью.
Комплексное применение центрифуг и сепараторов эффек-
тивно и в ряде других процессов химической технологии, в ко-
торых последовательно установлены шнековая центрифуга и
сепаратор с центробежной пульсирующей выгрузкой осадка.
С помощью шпековых центрифуг достигается удаление гру-
бодисперсных частиц и некоторой части тонкодисперсного
осадка. При эксплуатации шнековой центрифуги в комплексе
с сепараторами должна быть обеспечена оптимальная синхро-
низация работы при сохранении разделяемое™ гетерогенной
системы.
16—658
241
Преимущество центрифугального оборудования заключает-
ся также и в том, что в процессе разделения находится очень
малое количество материала и продолжительность обработки
его минимальна. Например, при обработке легко детонируе-
мого нитроглицерина, количество его, обрабатываемое одно-
временно в центрифуге и сепараторе, весьма невелико и поэто-
му исключается возможность взрыва.
В химической технологии значительное место занимают
процессы классификации. Комплексное применение центрифуг
и сепараторов позволяет классифицировать дисперсную фазу
практически в любом диапазоне размеров частиц при произ-
водстве азокрасителей, пигментов для полиэфирных волокон,
каолина в бумагоделательном производстве и в ряде других
химических производств.
Немаловажное значение имеет и кратковременность обра-
ботки продуктов, особенно для разделения суспензий в микро-
биологической и ферментной промышленности, рафинирования
смазочных масел концентрированной серной кислотой. В по-
следнем случае продолжительность обработки должна быть
минимальной, поскольку в результате сульфитирования умень-
шается выход готового продукта.
В работах, посвященных изучению предварительного выбо-
ра типа центрифуги или сепаратора, как правило, подробно
рассмотрена зависимость выбора типа машины от двух — трех
характеристик дисперсной системы (главным образом, от раз-
мера частиц и концентраций дисперсной фазы), что нельзя
считать достаточным. Но и при увеличении числа характери-
стик дисперсной системы выбор типа центрифуги или сепара-
тора на основе анализа свойств суспензий и эмульсий, а также
требований к продуктам разделения является в большинстве
случаев предварительным; при этом предполагается последую-
щее экспериментальное уточнение технологических показате-
лей выбранного оборудования.
Цель предварительного выбора — определить оптимальный
тип центрифуги или сепаратора для разделения конкретной
жидкой неоднородной системы или минимальное число типов
машин, на которых следует проводить эксперименты*.
Многолетний опыт эксплуатации центрифугального обору-
дования позволил выявить взаимосвязи между отдельными
характеристиками суспензии и областью применения опреде-
ленных типов центрифуг и сепараторов. На основании обобще-
ния этого опыта и анализа литературных источников в
НИИхиммаше была проведена систематизация свойств суспен-
зий, которая позволила с помощью ЭВМ осуществлять пред-
варительный выбор центрифуги по данным опросного листа*.
* Дриго В. А., Нестерович А. А., Шкоропад Д. Е. Предварительный вы-
бор оптимального типа центрифугн//Химнческое и нефтяное машиностроение,
1976. № 4. С. 6—10.
242
В УкрНИИхнммаше также разработана система обработки
опросных листов по выбору центрифуг с помощью ЭВМ, кото-
рая в настоящее время работает в информационно-справочном
режиме. Система обеспечивает специалиста, занимающегося
выбором центрифуг, обширными сведениями о применяемости
центрифуг при обработке продуктов со свойствами, аналогич-
ными свойствам продукта, для которого по опросному листу
выбирается центрифуга*.
Ниже изложена систематизация свойств суспензий, несколь-
ко видоизмененная по сравнению с ранее опубликованной**.
Изменения внесены на основании опыта эксплуатации как
центрифуг, так и сепараторов.
В основу систематизации свойств суспензий положены один-
надцать признаков, существенно влияющих на выбор центри-
фуги и сепаратора. В свою очередь, каждый из этих признаков
подразделяется на группы (подпризнаки), для которых уста-
навливаются границы интервалов и в пределах этих интерва-
лов определяется применимость центрифуг и сепараторов раз-
личных типов и конструктивных модификаций.
К признакам, влияющим на выбор способа разделения сус-
пензии и характер протекания процесса разделения, относятся
минимальнй размер частиц твердой фазы, разность плотностей
фаз, гидравлическая крупность разделения и объемное содер-
жание твердой фазы в суспензии.
Дисперсионный состав твердой фазы в значительной степе-
ни предопределяет тип машины. Практически во всех случаях
центрифугированию подвергаются суспензии с полидисперсной
твердой фазой.
На основании опыта НИИхиммаша и с учетом работ дру-
гих исследователей предложено систематизировать крупность
твердой фазы по минимальному размеру частиц d. Этот
признак предложено подразделять на семь групп с определен-
ным интервалом значений минимального размера частиц в
каждой группе. Введена также восьмая группа частиц — ко-
ротковолокнистые.
Такой признак, как разность плотностей фаз, при центро-
бежном фильтровании существенного значения не имеет, тогда
как при центробежном осаждении влияние его велико. Осади-
тельные центрифуги и сепараторы предназначены для разде-
ления суспензий, у которых разность плотностей твердой и
жидкой фаз положительна.
Установлено, что при вязкостях, близких к вязкости воды,
минимальная разность плотностей фаз, при которой возможно
* Эпштейн Л. Ю., Шеститко Л. И. Информационно-справочная система
для обработки опросных листов по выбору центрифуг//Оборудование для раз-
деления жидких неоднородных систем. М.: НИИхиммаш, 1984. С. 143—145.
** Дриго В. А., Нестерович А. А., Шкоропад Д. Е. Предварительный выбор
оптимального типа центрнфуги//Химическое и нефтяное машиностроение,
1976. № 4. С. 8—10.
16*
243
разделение суспензии на сепараторах и трубчатых центрифу-
гах, составляет 2% от плотности жидкости. Для центрифуг
типа ОГШ предлагается минимальная разность плотностей фаз
200 кг/м3. Суспензии, у которых разность плотностей фаз отри-
цательна или меньше 200 кг/м3, необходимо обрабатывать на
фильтровальном оборудовании (эта рекомендация не рас-
пространяется па сточные воды).
Для учета вязкости жидкой фазы при центробежном осаж-
дении в качестве классификационного признака введена гид-
равлическая крупность разделения, которая характеризует
скорость осаждения в поле тяжести частиц, соответствующую
крупности разделения. Этот признак классифицируется по че-
тырем группам: первая содержит значения гидравлической
крупности, характерные для сепараторов и трубчатых центри-
фуг, вторая — для сепараторов и осадительных центрифуг
периодического действия, третья — для осветляющих шнековых
центрифуг и четвертая — для универсальных и обезвоживаю-
щих осадительных центрифуг.
Фильтрующие центрифуги могут применяться для всех
групп рассматриваемого признака.
В качестве характеристики суспензии по содержанию твер-
дой фазы выбрана концентрация суспензии по объему, так как
продолжительность заполнения ротора машины периодического
действия, сепараторов с частичной разгрузкой ротора, а также
пропускная способность машин непрерывного действия опреде-
ляются концентрацией суспензии по объему, а не по массе.
Для трубчатых и других осадительных центрифуг периоди-
ческого действия, а также для сепараторов определяющим по-
казателем является верхний предел концентрации, для фильт-
рующих центрифуг непрерывного действия — нижний. Для
всех фильтрующих центрифуг, а также центрифуг типа ОГШ
верхняя граница концентрации обусловливается только теку-
честью суспензии, поэтому для этих машин в качестве верхнего
предела устанавливается концентрация суспензии по объему
50—60%.
Фильтрующие центрифуги периодического действия могут
работать при низких концентрациях суспензии. Но в большин-
стве случаев это экономически не оправдано, так как при
низкой концентрации суспензии приходится через фильтрую-
щую перегородку и слой осадка пропускать значительное коли-
чество жидкости. Это особенно относится к центрифугам типа
ФГН, которые предназначены для работы с относительно ко-
роткими циклами. Суспензию перед подачей на эти центрифуги
необходимо предварительно сгущать до концентрации 20—30%.
К признакам, влияющим на выбор типа машины и способа
выгрузки осадка, относятся характер образующегося осадка,
растворимость твердой фазы и связанная с ней возможность
регенерации фильтрующей перегородки и, наконец, абразивные
свойства твердой фазы.
244
Выделены пять групп осадков: рыхлый, уплотняющийся,
мажущийся, тиксотропный и цементирующийся.
Из множества характерных признаков осадка выбраны толь-
ко те, которые можно оценить качественно без введения
каких-либо количественных показателей, а также признаки,
которые отчетливо влияют на выбор типа машины. В частности,
не учитываются сжимаемость осадка и склонность его к рас-
трескиванию во время отжима, поскольку еще не установлено
влияние этих признаков на выбор типа машины. По этой же
причине, а также в связи с трудностью качественной оценки,
не рассматриваются и другие признаки.
От растворимости твердой фазы зависят возможность и
трудоемкость проведения регенерации фильтрующей перегород-
ки, а также подслоя, остающегося в роторе центрифуги с но-
жевой выгрузкой.
Уплотненный ножом подслой осадка с плохими фильтрую-
щими характеристиками затрудняет нормальную работу маши-
ны, поэтому его периодически следует растворять. Некоторые
осадки легко растворяются водой и регенерация сит или ткани
не вызывает затруднений, для растворения других применяют
кислоты, щелочи или органические растворители. В последнем
случае регенерация перегородки сопряжена с усложнением
технологического процесса и дополнительными затратами. На-
конец, твердая фаза может быть практически нерастворимой.
В этом случае для регенерации фильтрующей перегородки
можно применять специальные приспособления или гидравли-
ческое воздействие струи жидкости. Однако операция смыва
осадка сложна и малоэффективна.
Растворимость осадка не влияет существенно на работу
осадительных центрифуг и сепараторов, поэтому при выборе их
можно не учитывать рассматриваемый признак. Фильтрующие
же центрифуги работают более надежно, если твердая фаза
растворима, так как в процессе фильтрации сита и ткани
частично регенерируются проходящим через них фильтратом.
Кроме того, периодическая регенерация водой или недорогим
растворителем незначительно усложняет технологический про-
цесс.
Практика показывает, что суспензию с трудно или совсем
нерастворимой твердой фазой нерационально обрабатывать на
центрифугах с ножевой выгрузкой осадка без специальных
приспособлений для регенерации фильтрующей перегородки.
Для разделения суспензий с нерастворимой твердой фазой
наибольшее распространение получили осадительные центри-
фуги и сепараторы, в частности фильтрующие центрифуги не-
прерывного действия специальных конструкций, центрифуги
с ножевой выгрузкой, оснащенные механизмами для регенера-
ции фильтрующей перегородки, центрифуги с верхней механи-
зированной выгрузкой осадка, а также все центрифуги с не-
механизированной выгрузкой осадка. В последних двух слу-
245
чаях подслой не образуется, а регенерация ткани проводится
в основном вне центрифуги.
Твердостью частиц осадка в значительной степени опреде-
ляется абразивный износ, поэтому предложено систематизиро-
вать все материалы на три группы по возрастающей твердости
в соответствии с десятичной шкалой Мооса.
Первая группа — слабоабразивные материалы с твердостью
по шкале Мооса менее 2,5: графит, гидроокиси металлов, по-
лимерные материалы, искусственные волокна и др.
Вторая группа — среднеабразивные материалы с твер-
достью от 2,5 до 5: апатит, кальцит, борная кислота, а также
некоторые соли органических и неорганических кислот, такие,
как сульфат аммония, глауберова соль, хлористый натрий,
глюкоза и др.
Третья группа — сильноабразивные материалы с твердостью
более 5: окислы металлов, а также кварц, пирит, шлифоваль-
ные порошки и пр.
Для выбора конструктивной модификации центрифуги или
сепаратора имеют значение также такие признаки, как темпе-
ратура суспензии, ее токсичность, огне- и взрывоопасность
жидкой фазы, а также максимальная плотность твердой фазы.
В зависимости от температуры суспензии подразделяют на
три группы: ниже 80 °C, от 80 до 90 °C и свыше 90 °C. Для сус-
пензии первой группы можно применять центрифуги и сепара-
торы всех типов, для второй — центрифуги непрерывного дей-
ствия и механизированные, сепараторы ОДВ, УОВ и ОДД, для
третьей — только специальные конструкции.
Показатели токсичности обрабатываемой суспензии под-
разделены на четыре группы. Эти показатели предопределяют
способ выгрузки осадка из ротора.
При использовании центрифуг и сепараторов во взрыво-
опасных производствах имеет значение как взрывоопасность
самих суспензий, так и категория помещения, в котором уста-
навливаются машины.
Плотность твердой фазы, значения которой подразделены
па три группы, учитывают с точки зрения обеспечения проч-
ности ротора машин.
Для выбора центрифуги или сепаратора, кроме свойств сус-
пензии, необходимо знать ряд признаков, отражающих требо-
вания потребителя к машине и продуктам разделения.
Один из таких признаков — назначение центрифуги или се-
паратора, а именно: для осветления суспензии, обезвоживания
осадка, разделения эмульсии, классификации твердой фазы
по размеру частиц и для разделения трехфазной жидкой неод-
нородной системы.
Важными требованиями потребителя являются производи-
тельность по исходной жидкой неоднородной системе и по осад-
ку. По каждому из этих признаков машины разделены на
246
шесть групп (от пилотных установок до машин для крупнотон-
нажных производств).
Из требований, относящихся к конструкции машины, учи-
тывают требования к материалам узлов и деталей, соприка-
сающихся с обрабатываемым продуктом, и необходимость
обогрева или охлаждения машины.
Библиографический список
1. Шкоропад Д. Е. Центрифуги для химических производств. М.: Машино-
строение, 1975. 246 с.
2. Meyer V., Werner V.//Verfahrenstechnik. 1977. 11. N 5. S. 306—309.
3. Meyer V.//Verfahrenstechnik. 1978. 12. N 6. S. 274—279.
4. Meyer V.//Verfahrenstechnik. 1979. 13. N 7/8. S. 607—612.
5. Reuter //.//Chemie Ingenieur-Technik. 1967. 39. N 5/6. S. 311—318.
6. Соколов В. И. Центрифугирование. М.: Химия, 1976. 408 с.
7. Horany R., Hemeth /.//Acta Chimica Academiac Scientiarum HungaricaL
1971, t. 69 (1). P. 59—75.
8. Соколов В. И., Горбунова В. В., Русакова А. /.//Химическое и нефтя-
ное машиностроение. 1975. Ks 1. С. 14—15.
9. Русакова А. А., Горбунова В. В.. Долватьянц Н. /О.//Модернизация су-
ществующих и разработка новых видов оборудования для пищевой про-
мышленности. М., 1978. С. 118—125.
10. Головко Ю. Д.//ТОХТ. 1973. Т. VII. № 4. С. 631—634.
И. Zeitsch /(.//Trans. Inst. Chem. Eng. 1978. V. 56. N 4. P. 281—284.
12. Файнерман И. А., Джинчарадзе E. К.//Гр. НИИхиммаша, М., 1975.
13. Файнерман И. А. Расчет н конструирование шнековых центрифуг. М.:
Машиностроение, 1981. 133 с.
14. Соколов В. И., Семенов Е. В.//ЖПХ, 1976. № 7. С. 1544—1549.
15. Качалкина Н. Л1.//Обогащение и брикетирование угля/ЦНИЭИуголь
1983. № 6. С. 11—12.
16. Щукин В. К. Теплообмен н гидродинамика внутренних потоков в полях
массовых сил. М.: Машиностроение, 1970. 331 с.
17. Шкоропад Д. Е., Менделевич А. //.//Химическое и нефтяное машино-
строение. 1983. № 11. С. 20—22.
18 Нестерович А. А., Чистякова С. В.//Химическое и нефтяное машинострое-
ние. 1983. № 8. С. 26—27.
19 Вайнштейн И. И., Гольдин Е. М., Файнерман И. А., Шкоропад Д. Е.//
//ТОХТ. 1985. Т. XIX. № 1. С. 80—85.
20. Шкоропад Д. Е. Анализ двумерного ламинарного течения жидкости в
винтовом канале ротора осадительной центрифуги. Деп. в ВИНИТИ
Х° 1437. М., 1986. С. 155.
21. Шкоропад Д. //.//Оборудование для разделения жидких неоднородных
систем/НИИхиммаш. М., 1984. С. 75—81.
22. Бернхардт Э. Переработка термопластических материалов. М.: Химия,
1965. 747 с.
23. Радин С. И., Будкин В. В., Черкез Г. С.//ТОХТ. 1978. Т. XII. № 4.
24. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М.: Наука. 1974. 712 с.
25. Джонстон //Тр. американского общества инженеров-механиков. М.:
Мир, 1973. Т. 95. Сер. Д. № 2. С. 131—140.
26. Борисенко В. И., Костиков А. И., Чумаченко П. Д.//Аэродинамика и теп-
лопередача в электрических машинах. Харьков, 1972. Вып. 2. С. 137.
27. Борисенко В. И., Костиков А. И., Чумаченко П. //.//Самолетостроение
и техника воздушного флота. М., 1973. Вып. 31. С. 11.
28. Кук Г. А. Процессы и аппараты молочной промышленности. Т. II «Меха-
нические процессы». М.: Пищепромиздат. 1960. 286 с.
247
29. Липатов Н. Н. Сепарирование в молочной промышленности. М.: Пищевая
промышленность, 1971. 400 с.
30. Скворцов Л. С.//ТОХТ. 1976. Т. 10. Вып. 3. С. 444—449.
31. Карамзин В. А., Семенов Е. В.//Тр*. ВНИЭКИпродмаш. 1976. № 46.
32. Карамзин В. А., Семенов Е. В.//ЖПХ. 1979. № 7. С. 1552—1556.
33. Бремер Г. И. Жидкостные сепараторы. М.: Машгнз, 1957. 243 с.
34. Липатов Н. И. Молокоочистители. М.: Машгиз., 1963. 167 с.
35. Липатов Н. Н. Сепарирование молока. М.: Пнщепромиздат, 1960. 255 с.
36. Романков П. Г., Плюшкин С. А. Жидкостные сепараторы. Л.: Машино-
строение, 1976. 256 с.
37. Лысковцов И. В. Разделение жидкостей иа центробежных аппаратах. М.:
Машиностроение, 1968. 144 с.
38. Золотин Ю. П. Исследование процесса сепарирования молока стробо-
скопическим методом. Автореф. дис. канд. техн. наук. М.: МТИММП,
1964. 19 с.
39. Золотин Ю. //.//Пищевая промышленность. М., 1964. № 7. С. 7—10.
40. Новикова Н. К//Тр. ВНИЭКИпродмаш. 1980. № 54. С. 38—45.
41. Гольдин Е. М. Исследование в области центрифуг пищевой промышлен-
ности.: Автореф. дис... д-ра техи. наук. М.: МТИПП, 1966. 44 с.
42. Гольдин Е. М. Изв. АН СССР/Механика жидкости и газа. 1966. № 2.
q J52_____155.
43. Гольдин Е. М.//Тр. ВНИЭКИпродмаш. 1976. Ns 46. С. 8—24.
44. Гольдин Е. М., Карамзин В. А., Новикова Г. Д.//Тр. ВНИЭКИпродмаш.
1976. Ns 46. С. 25—31.
45. Шиляев М. //.//Вопросы аэрогидромеханики и тепломассообмена при-
менительно к некоторым технологическим процессам. Томск. 1981-.
С. 21—56.
46. Bohman Н. Liquid flow in disk stalk without distribution holes and with
long caulks. Numerical evaluation of two different patterns. — Alfa Laval,
Tumba, 1975. 27 p.
47. Липатов H. H., Семенов E. В.//Тр. ВНИМИ. 1974. Ns 34. C. 9—12.
48. Райс //.//Энергетические машины и установки. 1963. Ns 3. С. 35—46.
49. Патер Л. Л., Краутер Е._ Райс В.//Тр. американского общества инжене-
ров-механиков. М.: Мир, 1974. Ns 1. С. 122—128.
50. Карпычев В. А.. Семенов Е. В. Гидромеханические процессы технологиче-
ской обработки молочных продуктов. М.: Легкая и пищевая промышлен-
ность, 1982. 240 с.
51. Нестерович А. А., Чистякова С. //.//Химическое и нефтяное машинострое-
ние. 1983. Ns 2. С. 18—19.
52 Кутепов А. М., Соколов Н. В.//ТОХТ, 1984. Т. XVIII. Ns 1. С. 125—
127.
53. Липатов Н. Н., Степанятов В. Е., Царикаев В. К.ЦТр. ВНИМИ. Ns 39.
1975. С. 41—46.
54. Новиков О. П./ДТр. ВНИЭКИпродмаш. 1969. Ns 20. С. 32—34.
55. Сурков В. Д., Крылов В. В., Докучаев В. В.//Изв. ВУЗов. Пищевая тех-
нология. М., 1970. Ns 1. С. 100—104.
56. Скворцов Л. С.//ТОХТ. 1976. Ns 6. С. 938—940.
57. Скворцов Л. С.//ТОХТ. 1984. Ns 3. С. 346—353.
58. Бруннер А. Об очистке тяжелых топлив с помощью сепарирования. Докт.
дис., г. Цюрих (Швейцария), 1956. 105 с. (Пер. с нем.).
59. Новиков О. П., Алленова Т. П. Современные жидкостные сепараторы для
крахмалопаточиой промышленности. М.: НИИмаш, 1965. 88 с.
60. Липатов Н. Н., Новиков О. П. Саморазгружающиеся сепараторы. М.:
Машиностроение, 1975. 248 с.
61. Лукьянов Н. Я. Теория и расчет молочных сепараторов. М.: Пищевая
промышленность. 1977. 72 с.
62. Тутевич В. П. Аналитическое исследование и инженерные методы расчета
процесса центрифугирования в тарельчатых сепараторах. Автореф. дис...
каид. техн, наук: МТИММП. М., 1980. 24 с.
63. Муркес Я.//Сборник лекций и докладов по материалам выставки Иипрод-
маш-67. М.: ЦНИИТЭИЛЕГПИЩЕМАШ, 1967. С. 242—266.
248
64. Минц Д. М. Теоретические основы технологии очистки воды. М.: Строй-
издат, 1964. 156 с.
65. Циборовский Я. Основы процессов химической технологии. Л.: Химия,
1967. 708 с.
66. Кургаев Е. Ф. Осветлители воды. М.: Стройиздат, 1977. 192 с.
67. Кириллов Д. Л., Плюшкин С. А., Романков П. Г.//ЖПХ. 1969. Т. 42.
Ns 10. С. 2254—2259.
68. Jurgen Zastrow. Theoretische Berechnung der Abscheideleistungen von Tel-
lerzentrifug (Separatoren). — Chem. Techn., 1975. 27. N 5. S. 277—279.
69. Скворцов Л. С. Изв. АН СССР. Механизм жидкости и газа. М., 1975.
№ 1. С. 168—170.
70. Соколов В. И., Семенов Е. В., Горбунова В. В.//Тр. .ВНИЭКИпродмаш.
1976. № 46. С. 132—137.
71. Соколов В. И., Семенов Е. В., Горбунова В. В., Русакова А. А.//Химиче-
ская промышленность. М., 1983. № 2. С. 39—41.
72. Новиков О. П.ЦТр. ВНИЭКИпродмаш. 1976. № 45. С. 26—30.
73. Новиков О. П., Семенов Е. В., Борисов А. Т.//Оборудование для разде-
ления жидких неоднородных систем/НИИхиммаш. М., 1984. С. 146—
155.
74. Соколов В. И., Карпычев В. А., Семенов Е. В.//Гр. ВНИЭКИпродмаш,
1977. Ns 48. С. 56—58.
75. Bolla A. Modellgesetse fiir das Zentrifugieren in diinnen Schichten. Kur'z-
lassung eines der 13 Disckassionstagung «Mechanische Fliissigkeitsabtren-
nung» am 18.9.1975 in Dresden gehaltenen Vortrages. — KAH. S. 12—13.
76. Les separateurs de levre Alfa Laval, No dereg 4421/3, p. 8.
77, Кристалл 3. Б. Современные дрожжевые сепараторы. М.: ЦИНТИАМ,
1963. 44 с.
78. Hemfort Н. Separatoren. Zentrifugen fiir klarung, Trennung, Exptraktion.
Westfalia Separator. 1979. 100 S.
79. Троубридж Л1.//Материалы симпозиума фирмы «Шарплес» (США). М.:
НИИхнммаш. 1964. С. 1—186.
80. Карамзин В. А.//Тр. ВНИЭКИпродмаш. 1973. Ns 33. С. 3—8.
81. Карамзин В. А.ЦГр. ВНИЭКИпродмаш. 1976. № 46. С. 45—51.
82. Шкоропад Д. Е., Шувалова Е. С., Машенькина С. //.//Химическое и неф-
тяное машиностроение. 1977. Ns 9. С. 17—19.
83. Брук О. Л.//ТОХТ. 1982. № 4. Т. XVI. С. 544—547.
84. Брук О. Л.//Кокс и химия. 1983. Ns 3. С. 12—13.
85. Малиновская Т. А., Кобринский И. А., Кирсанов О. С., Рейнфарт В. В.
Разделение суспензий в химической промышленности. М.: Химия, 1983.
264 с.
86. Жужиков В. А. Фильтрование. М.: Химия, 1980. 400 с.
87. Векслер Г. 5.//Оборудование для разделения жидких неоднородных си-
стем/НИИхиммаш. М., 1984. С. 114—122.
88. Зуйков В. Е. и dp./Зуйков В. Е., Павлинов М. И., Тишин Ю. Б., Шаплы-
ко В. И.//Тепло- и массоперенос: физические основы и методы исследо-
ваний/АН БССР им. А. В. Лыкова, Минск, 1980. С. 49—52.
89. Шарецкий Ю. //.//Химическое и нефтяное машиностроение. 1964. Ns 2.
С. 32—36.
90. Шкоропад Д. Е., Векслер Г. А.//Оборудование для разделения жидких
неоднородных систем и очистки жидких смесей/НИИхнммаш. М., 1975.
Вып. 70. С. 164—173.
91. Мошинский А. 7/.//ЖПХ. 1983. Т. 56. Ns 8. С. 1799—1803.
92. Урсов Н. А.//Тр. УкрНИИ соляной промышленности. М.: Пшцепромиз-
дат, 1960. Вып. 3 (II). С. 462—465.
93. Шанкин П. А.//ТОХТ. 1973. Т. VII. № 3. С. 462—465.
94. Шестопалов В. В., Иванова Н. Г.//Химнческое и нефтяное машинострое-
ние. 1964. Ns 8. С. 58—59.
95. Мошинский А. И.//ЖПХ. 1983. Т. 56. № 9. С. 2020—2025.
96. Мошинский А. И., Емельянов Ю. А., Лунев В. Д., Курочкина М. И.//ЖХГК.
1979. Т. 52. Вып. 9. С. 2031—2034.
249
97. Сибирко В П., Мухин И. //.//Химическое и нефтяное машиностроение.
1977. № 9. С. 19—21.
98. Дьери И. И.. Плюшкин С. А., Романков П. Г.//ТОХТ. 1971. Т. 5. № 1.
С 102—107.
99. Заславский Б. Г., Гершанов В. С.//ТОХТ. 1985. Т. XIX. № 2. С. 236—
241.
100. Аснер В. И., Каминский В. С., Клочка Г. П., Пресняков В. К-, Шлау А. В.
Конструкции и расчеты фильтрующих центрифуг. М.: Недра, 1976. 216 с.
101. Домбэ А И., Шкоропад Д. £.//Химическое н нефтяное машиностроение.
1971. Ns 2. С. 14—16.
102. Домбэ А. И. Шкоропад Д. £.//Хнмическое и нефтяное машиностроение.
1972. № 5. С. 12—14.
103. Савинов Е. С., Файнерман И. А., Шкоропад Д. £.//Математические ме-
тоды и вычислительная техника в химическом машнностроеиин/НИИхим-
маш.М., 1980. С. 142—148.
104. Романков П. Г., Курочкина М. И. Гидромеханические процессы химиче-
ской технологии. М.: Химия, 1982. 288 с.
105. Орлов £. А., Бочков Ю. Н., Зарубин Л. С., Вертала Л. /.//Теоретические
н экспериментальные исследования в области обезвоживания угольной
мелочи. М_: Наука. 1969. С. 57—63.
106. Сибирко В. П., Мухин И. //.//Химическое и нефтяное машиностроение.
1973. № 2. С. 10—13.
107. Файнерман И. А., Минакер В. Е.//Тр. НИИхиммаш. 1975. № 70. С. 202—
210.
108. Файнерман И. А., Минакер В. £.//Химическое и нефтяное машинострое-
ние. 1977. № 3. С. 7—9.
109. Брук О. Л. Процессы промывки осадков. М.: Недра, 1973. 216 с.
ПО. Лунев В. Д.. Курочкина М. И.//ЖПХ. 1978. Т. 41. С. 2523—2528.
111. Ahmadi G., Manvi ^.//Indian J. Technol., 1971. V. 9. N 12. P. 441—444.
112. Урсов H. А.//Тр. Киев, технолог, ин-та пищевой пром-ти. 1962. Вып. 25.
113. Терешин Б. И. Современные центрифуги в сахарной промышленности. М.:
Пищевая промышленность. 1975. 120 с.
114. Жуков В. Г.//ТОХТ. 1981. Т. XV. № 6. С. 884—889.
115. Жуков В. Г.//ТОХТ. 1984. Т. XVIII. № 2. С. 207—212.
116. Hultsch G., Wilkesmann Н. Filtering centrifuges. — Solid/Liquid Separation
Equipment Scale-up, Uplands press LTD, Croydon, England. P. 515—
520.
117. Kouloheris A. P., Meek R. £.//Chem. Eng., 1968. V. 75. N 19. P. 121—
126.
118. Бочков IO. H., Зарубин Л. С.//Теория и практика обезвоживания уголь-
ной мелочи. М.: Наука, 1966. С. 5—19.
119. Чизмаджев IO. А., Маркин М. Р.. Тарасевич М. Р., Чирков IO. Г. Макро-
кинетика процессов в пористых средах. М.: Наука, 1971. 363 с.
120. Batel IV//Chemie Ingenieur-Technik, 1961, 33, N 18, S. 541—547.
121. Мошинский А. И.//ЖПХ. 1983. T. 56.
122. Zeitsch K.//Chem. Techn., 1981, 33, N 9, S. 456—461.
123. Лунев В. Д., Курочкина М. И., Ваучский Ю. //.//Научно-техническая кон-
ференция ЛТИ им. Ленсовета. Краткие сообщения. Л., 1971.
124. Merten С. Chem. Techn., 1983, 35, N 1. S. 16—19.
125. Шкоропад Д. Е., Шувалова Е. С., Раевская 3. В., Машенькина С. Н.//
//Оборудование для разделения жидких неоднородных систем и очистка
жидких смесей/НИИхиммаш. М., 1975. Вып. 70. С. 174—181.
126. Терешин Б. //.//Сахарная промышленность, 1981. № 2. С. 27—29.
127. Lavanchy А. С., Keith F. W. Kirk-Othmer Encyclopedia of Chemical Tech-
nology, ”nd ed., 1964. V. 4. P. 712—758.
128. Минакер В. £.//Оборудование для разделения жидких неоднородных си-
стем/НИИхиммаш. М., 1984. С. 102—107.
129. Джинчарадзе Е. К., Нестерович А. А.. Шкоропад Д. £.//Химнческое и
нефтяное машиностроение. 1973. № 9. С. 9—10.
130. Нестерович А. А., Утенин В. /.//Оборудование для разделения жидких
неоднородных снстем/НИИхиммаш. М., 1984. С. 91—95.
250
131. Нестерович А. А., Носкова Л. А.//Химическое и нефтяное машинострое-
ние. 1981. № 5. С. 10—11.
132. Gosele W. Chem. Eng. 1980. N 3. P. 353—359.
133. Файнерман И. А., Парамонов И. А.//Химическое и нефтяное машинострое-
ние. 1985. № 4. С. 26—27.
134. Stahl W., Langelah T.//Chem. Ing. Techn., 1982, 34, N 2. S. 324—325.
135. Monostori E., Horanyi R., SavelU L.//Chem. Techn., 1982. 34 N 2.
136. Stahl IF.//Chem.-Ing.-Techn., 1975. 47. N 20. S. 853.
137. Джинчарадзе E. K-, Ярославцев P. А., Шалаев В. А., Галиенко Г. Д.//
//Химическое и нефтяное машиностроение. 1983. № 11. С. 13—15.
138. Continuous separation of solid/liquid mixtures in centrifuges. — Chemical
Industrie International. 1973. N 2. P. 35.
139. Jaeger E. A.//Filtration-Separation, 1979. Мау/June. P. 244—246.
140. Новые конструкции шнековых осадительных центрифуг/А. И. Менделе-
вия, Р. А. Ярославцев, Р. И. Базеева. — Обзорная информация. М_,
ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1984. 36 с.
141. Черкез Г. С., Кулакова Т. П., Попов Г. Н., Нагибин О. Ф.//ТОХТ. 1983.
9. С. 2025—2027.
142. Новиков О. П., Козлова Н. П. Современные конструкции центробежных
жидкостных сепараторов.—М., ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1983. 38 с.
143. World’s Largest Self-cleaning Clarifier...-Filtration and Separation, 1980.
144. New self-ejecting separator. Filtration and Separation. 1978. N 6. P. 521.
145. Пригоровски M. Сепараторы в пищевой промышленности. Развитие соп-
ловых сепараторов с непрерывной выгрузкой осадка. Доклад фирмы
«Альфа-Лаваль» на симпозиуме выставки «Инторгпродмаш-1976», М.:
ЦНИИТЭИлегпищемаш. 23 с.
146. Bott Е. W. Clarification as ап Alternative to Filtration in Wine Industry-
Filtration and Separation. 1980. N 5. P. 426—432.
147. Напалкова M. Ф., Петров В. E„ Замотайлов В. В., Черныш В. П.//Хими-
ческое и нефтяное машиностроение. 1983. № 11. С. 15—16.
148. Process Engineering. Sept. 1983. Р. 75.
149. Hultsch G. Chem. Ing. Techn., 1983, 55, N 11. S. 840—845.
150. Filtration & Separation, 1982. V. 19. N 3. P. 230.
151. Попов Б В., Никитенко H. Я., Гречаниченко В. //.//Химическое и нефтя-
ное машиностроение. 1974. № 2. С. 4—5.
152. Прокудин Ю. А., Шарецкий Ю. И., Никитенко Н. Я, Фесенко Г. И.//Хи-
мическое и нефтяное машиностроение. 1980. № 6. С. 5—6.
153. Дробязко П. А., Нагибин О. Ф., Матюшенко Б. Д., Чистяков А. А., Кири-
ченко Л. //.//Химическое н нефтяное машиностроение. 1981. № 2. С. 8—9.
154. Сибирко В. П., Дедиков С. И., Зимак А. В., Пендуров В. //.//Химическое
н нефтяное машиностроение. 1984. Кв 10. С. 19.
155. Welkesman Н„ Hultsch G. — Filtration & Separation, 1981. N 1. P. 63—64.
156. Кузяков A. E., Колосовский Б. //.//Химическое и нефтяное машинострое-
ние. 1974. № 11. С. 35—37.
157. Прокудин 10. А., Воронкин В. А.. Энштейн Л. /(/.//Оборудование для
разделения жидких неоднородных систем.//НИИхиммаш. М., 1984.
С. 132—136
158. Прокудин Ю. А.//Оборудование для разделения жидких неоднородных
систем./НИИхиммаш. М., 1984. С. 137—142.
159. Воронкин В. А., Прокудин Ю. А., Энштейн Л, /(///Химическое и нефтя-
ное машиностроение. 1978. № 5. С. 3—4.
160. Сибирко В. П., Галюченко Е. Н., Кулик В. П., Афанасьев Н. //.//Оборудо-
вание для разделения жидких неоднородных систем./НИИхиммаш. М.,
1984. С. 129—131.
161. Гайковой В. П., Кузяков А. Е.//Химическое и нефтяное машиностроение.
1981. № 4. С. 3.
162. Chemie Ing. Technik, 1979 51. N 3. S. A169.
163. Шимко В. //.//Химическое и нефтяное машиностроение. 1983. № 11.
С. 11—12.
164 Сибирко В. П„ Култаев Ю. Д„ Буяджи В. И., Пономаренко В. Г.//Гезн-
сы докладов II Всесоюзной конференции по гидромеханическим процес-
251
сам разделения неоднородных систем. М_, ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ.
1983. С. 7—8.
165. Данилин С. В., Ильин М. И.)/Химическое и нефтяное машиностроение.
1978. № 3. С. 24—25.
166. Ильин М. И.]ДАзв. вузов. Пищевая технология. 1979. № 1. С. 114—•
118.
167. Hultsch G.//Chemicai and Process Engineering, XI, 1971. P. 53—57.
168. Hultsch G.//Aufbereitungs-Technik. J. Z. 1966. N 12. S. 720—723.
169. Бочков Ю. И., Минакер В. Е., Шлау А. В.//Совершенствование техноло-
гии углеобогатительных фабрик. М.: Недра, 1984. С. 76.
170. Савинов Е. С., Парамонов И. А., Файнерман И. А.//Химическое и нефтя-
ное машиностроение. 1983. № 11. С. 25—27.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Буферная жидкость 10 сл.
Винтовой канал 40
расчетная ширина 40
Влажность осадка 63
зависимость от времени отжима
125 сл.
----производительности по сус-
пензии 92
---- угла нутации ротора 127
----фактора разделения 125,
127
----фактора центробежного от-
жима 113
Вторичные течения 23 сл.
расчет 25
Вторичный унос 64
Выгрузка осадка 9
инерционная 9
контейнерная 9
механизированная 210 сл.
механико-пневматическая 9
немеханизированная 211
ножевая 9
прецессионная 101
пульсирующим поршнем 9, 63,
98 сл.
ручная 9
шнековая 9, 97, 141
центробежная 136
Г идродинамика
осадительных шнековых центри-
фуг 16
сепараторов 29 сл., 54
Гидравлическая крупность частиц 29,
51
Гидравлический расчет разгрузочных
устройств ротора 174 сл.
Гндрозатвор 74
Дисперсионный состав твердой фазы
77
Дисперсная среда (ы) 61
плотность 61
Дисперсная фаза(ы) 58
концентрация в фугате 58 сл.
плотность 61
степень сгущения 68 сл.
Загрузка (и) 54
гидравлическая 54
объем 80
равномерность 54
технологическая 54
Зона осаждения 40
расчетная длина 40
Зона напорного фильтрования 93 сл.
длина 94
Индекс производительности центри-
фуг 133
Концентрация
дисперсной фазы 56, 58 сл.
легкой дисперсной фазы 65
тяжелой фазы 65 J
Крупность разделения
в осадительной шнековой центри-
фуге 39 сл., 61
Коэффициент
использования тарелок 55
стеснения 56, 66
Ламинарный режим течения 19
двумерное ламинарное течение 21
Маятниковые центрифуги 200
область применения 204
осадительные 200 сл.
с механизированной выгрузкой
осадка 204 сл.
с немеханизированной выгрузкой
осадка 200
фильтрующие 200
Межтарелочная жидкость 11 сл.
Межтарелочный зазор 31, 56, 58,
60 сл.
Межтарелочные потоки 35
Межтарелочное пространство 29, 35,
55, 61, 64
живое сечение 62
252
Моделирование работы центрифуг
127 сл.
непрерывного действия
с центробежной и шнековой вы-
грузкой осадка 138
— прецессионной выгрузкой осад-
ка 140 сл.
— пульсирующей выгрузкой осад-
ка 139 сл.
фильтрующих 137 сл.
Моделирование обезвоживания осад-
ка в осадительных шнековых центри-
фугах 137 сл.
Моделирование процесса разделения
суспензий в осадительных шнековых
центрифугах 128 сл.
основные параметры 133
индекс производительности 133
интенсивность турбулентности 135
Насыщенность осадка 112
зависимость от продолжительно-
сти центрифугирования 112 сл.
Обезвоживание осадка
в пульсирующих центрифугах 124
----в зоне отжима ротора 121
---- расчет 124 сл.
в центрифугах с прецессионной
выгрузкой осадка 127 сл.
в фильтрующих центрифугах не-
прерывного действия 121
-------периодического действия
108 сл.
периоды процесса обезвоживания
108 сл.
кинетика процесса 114 сл.
Осадительные центрифуги непрерыв-
ного действия со шнековой выгрузкой
осадка 141
гидродинамика см. Гидродинами-
ка осадительных шнековых цент-
рифуг
противоточные 18
прямоточные 18
обезвоживающие 149 сл.
осветляющие 143 сл.
универсальные 148 сл.
Осадок(а) 10
влажность см. Влажность осадка
отвод осадка 10
— непрерывный 10
— непрерывно-циклический 10
реологические свойства 78
сжимаемый 85 сл.
среднее удельное сопротивление
87
фактор отжима см. Фактор цент-
робежного отжима осадка
Осветление (я) 42, 63
качество 63
Особая поверхность 50 сл.
Переливной борт 12
высота 12
Подвижной слой жидкости 14
безразмерная толщина 14
толщина 17
распределение скорости 18
Плотность
концентрата 14
легкого компонента 73
средняя жидкостной среды 65
среды в шламовом пространстве
65
смеси 73
тяжелого компонента 73
Поток(а) 34, 41, 62
ламинарный 19
поперечный градиент скорости 41
распределение 34
режим 62
тонкослойность 42
турбулентный 19, 41
Приемно-отводящие устройства 42
Промывка осадка 103
в фильтрующих центрифугах
103 сл.
гидродинамические закономерно-
сти процесса 104 сл.
одноступенчатая методом вытес-
нения 105 сл.
стадии 105 сл.
Разгрузочные устройства (разгрузоч-
ный узел) 54, 154
. особенности 154
Расчет клапанных разгрузочных уст-
ройств 185
клапан с совмещенным поршнем
185 сл.
-----изолированным поршнем
187 сл.
Расчет разгрузочных устройств с при-
нудительным перемещением поршня
176
расчетная схема 177
с внутренним поршнем 178
— наружным поршнем 178 сл.
— торцовым поршнем 179 сл.
расчетная схема 182
Расчет разгрузочных устройств с пе-
ремещением поршня под действием
давления продукта в роторе 182 сл.
ротор с подвижным днищем
183 сл.
-----цилиндрическим поршнем
182 сл.
Режим течения
ламинарный 30 сл.
переходный 30
степень турбулизации 33
253
тонкослойных потоков 31
турбулентный 30 сл.
Ротор(а) 9, 12, 18, 20, 48 сл.
входное устройство 12
периферийное (шламовое) про-
странство 29
разгрузочная кромка 94
сепаратора Альфакс 164
— очистителя-разделителя 169
— сгустителя с защищенными
элементами 197
— с кольцевой разгрузочной
щелью 169
— с подвижным днищем 159
— с устройством для рециркуля-
ции 193
— АХ 213, 174
— CSA 160, 172
— ДА30 193
— ДА200 193
— РЕЙХ 420, 199
— SPOC194
— SA100 164
— SA160 160
схемы см. Схемы роторов
Сгущение (я) 42
степень сгущения 64 сл., 70 сл.
--- осадка 67
Сепараторы 10, 29 сл., 31, 48, 67, 74,
.154 сл., 166 сл.
жидкостные 41
классификация 10
камерные 42
комплекс обязательных призна-
ков 42
очистители 67
полузакрытого типа 74
прямоточные 44
разделители 33, 44
разделяющая способность 53
разделяющий фактор 56
сгустители 33, 67
к расчету 67
'саморазгружающиеся 10, 29 сл.,
•31, 48
с двухэтапной разгрузкой ротора
157 сл.
сопловые 68 сл.
— расчет условий рециркуляции
70 1
— эффективность работы 70
--- с наклонными каналами
196
— с непрерывно-циклической вы-
грузкой осадка 189
— с центробежной непрерывной
выгрузкой концентрата 189
с периферийными соплами 192 сл.
с принудительным перемещением
поршня 166 сл.
с разгрузкой под действием дав-
ления продукта на подвижной
элемент 158 сл.
с центробежной пульсирующей
выгрузкой осадка 154
с частичной разгрузкой ротора
156 сл.
Сепарирование(я)
высокодисперсных эмульсий 71
стабильное 62
стадии 44, 52, 54, 56, 61, 65
эффективность процесса 54
Система (ы)
гетерогенные 32, 46 сл.
гцидкие 41
механнко-пневматической выгруз-
ки осадка 208
трехкомпонентные 44, 48 сл., 57
тонкодисперсные 47
Скорость (и) 16
максимальная 26
меридианальная 35
накопления осадка 79
окружная 16
осаждения 39, 41, 56, 60
осевая 16, 18
осредненная 35
поперечный градиент 57
потока 44, 62 сл.
профиль 19, 27, 31
свободного осаждения 56
средняя по толщине движения
осадка 96
— перемещения слоя 65
— скольжения частиц 64
стесненного осаждения 56
Стокса 44, 56, 62, 65
тангенциальная 17
— расчет 28
удаления частиц 63
Сливное устройство 44
Сопло (а)
живое сечение 69
пропускная способность 69
суммарное живое сечение 70
число 69
Стадии движения (перемещения) ча-
стиц 61 сл.
Суспензия (и) 36
быстро расслаивающиеся 87
исходная 58 сл.
полидисперсные 48, 52, 58
разделение 36, 47
сгущение 47
Схема (ы)
движения частиц дисперсной фа-
зы 45
роторов 42 сл.
-----сепараторов-разделителей
72
254
Тарелки
. без отверстий 74
конические 61. 64
коэффициент использования 55
минимальный радиус 62
осветляющие 60
пакет тарелок 29
параболические 61. 64
размеры 55
с отверстиями 33
с планками 33
с шнпиками 32 сл.
угол наклона см. Угол наклона
образующей тарелок
Тарелкодержатель 42 сл.
Твердая фаза 13, 37
относительное содержание 38
относительный унос 41
полидисперсная 37
Тонкослойное разделение 48 сл.
Тонкостенные вставки 42
Угол наклона образующей тарелок
45, 60
Устойчивость потока 35
Устройство
загрузочное 43
разгрузочное 54
сливное 44
регулировочное 74
Фактор (ы)
центробежного отжима осадка
113
снижающие влажность осадка
123
Фильтрат
зависимость объема от времени
центрифугирования 82
Фильтрующие перегородки 82
Фугат (а) 36, 56, 58
твердая фаза 41
степень осветления 68
Фильтрующие центрифуги 9
непрерывного действия 220 сл.,
228 сл.
-------- с инерционной выгрузкой
осадка 232 сл., 239
--------с нерегулируемым време-
нем пребывания осадка в роторе
232
--------— с гладким коническим
ротором 232 сл.
--------с террасным коническим
ротором 233 сл.
------турбокаскадные 235
-------с пульсирующей выгруз-
кой осадка 220 сл.
-------многокаскадные 220 сл.,
224
-------одно- и двухкаскадные
221, 224 сл.
----со шнековой выгрузкой
осадка 228
-------с вертикальным распо-
ложением ротора 229
— — — с горизонтальным рас-
положением ротора 229
конструктивные разновидности
225 сл.
отличительные особенности 228
недостатки 228
----с регулируемым временем
пребывания осадка в роторе 235
----с гладким коническим
ротором 239
------- с коническим ротором
и винтообразным направляющим
устройством 236 сл.
-------с коническим прецесси-
рующим ротором 237
-------противоточные
237 сл.
----------прямоточные 238 сл.
Центрифуги
горизонтальные с ножевой вы-
грузкой осадка 213
— осадительные 213
----с консольным ротором
214 сл.
----с ротором между опорами
215, 217
-------с одинарным ротором
215 сл.
-------со сдвоенным ротором
215 сл.
— фильтрующие 213
----с вращающимся сифоном
218
----с гидравлическим приводом
ротора 219
классификация
по конструктивному признаку 9
по способу выгрузки осадка
см. Выгрузка осадка
по характеру протекания про-
цесса 9
маятниковые см. Маятниковые
центрифуги
фильтрующие см. Фильтрующие
центрифуги
с горизонтальным расположе-
нием ротора 229 сл-
Центрифугирование 36
без отвода фугата 37
быстро расслаивающихся суспен-
зий 87
суспензий 77
Центробежное поле 34
влияние на режим течения 34
Центробежное фильтрование 76 сл.
быстрорассланвающихся суспен-
зий 81
255-
влияние воздухопроницаемости
осадка 118 сл.
в режиме постоянного давления
81
— постоянной производительно-
сти суспензии
в тонком слое 122
в центрифугах непрерывного дей-
ствия 89
----- периодического действия
76
-------- основное уравнение
78 сл.
--------режим 77
--------с прецессионной выгруз-
кой осадка 101 сл.
--------основы расчета 102 сл.
-----с пульсирующей выгрузкой
осадка 98 сл.
--------стадии процесса 98
--------зависимости, описываю-
щие процесс 88 сл.
-----с центробежной шнековой
выгрузкой осадка 89 сл.
суспензий, образующих сжимае-
мый осадок 85
тонкослойное 92
— расчетная схема модели 93 сл.
— физическая модель процесса
92 сл.
Частица (ы)
вывод взвешенных частиц 48
гидравлическая крупность 52, 55
грубодисперсные 43, 52 сл.
коагуляция 57, 58
— ортокинетическая 57
крупность 39, 59
процесс выделения 49
радиус взвешенных частиц 48
— наименьшей частицы 47
размер расчетной частицы 77
скорость на третьей стадии пере-
мещения 68
— скольжения по поверхности
тарелки 64
сопутное движение 57
теоретические траектории 58
Шламовое пространство 44 сл., 50
влияние на процесс сепарирова-
ния 48, 51
Шнек (и) 20
двухзаходные 27
однозаходные 27
Шнековый канал 27
Эффективность
работы сепаратора 60
разделения 61
Научное издание
Дмитрий Евсеевич Шкоропад,
Олег Павлович Новиков
Центрифуги и сепараторы
для химических производств
Редактор Д. Н. Семенова
Художник Б. А. Котляр
Художественный редактор Л. А. Леонтьева
Технические редакторы Ю. А. Пантелеева,
О. В. Тюрина
Корректор Т. С. Васина
ИБ № 1790
Сдано в наб. 26.08.86. Подп. к печ. 06.02.87. Т-07567. Формат
бумаги 60X90‘/ie. Бумага тип. № 2. Гарнитура литературная.
Печать высокая. Усл. печ. л. 16.0. Уел. кр.-отт. 16,0. Уч.-изд.
л. 18.32. Тираж 5800 экз. Заказ № 658. Цена 2 р. 70 к.
Изд. № 2783.
Ордена «Знак Почета» издательство «Химия».
107076, Москва, Стромынка, 21, корп. 2.
Московская типография № 11 Союзполиграфпрома при Го-
сударственном комитете СССР по делам издательств, поли-
графии и книжной торговли.
113105. Москва. Нагатинская ул., д. 1.