(; -5% «к,
ВАСИЛИЙ СТЕПАНОВИЧ
БОГДАНОВ
Доктор технических наук, профессор, действи-
тельный член академий МОСИ и АПК, заслу-
женный изобретатель РФ, заслуженный работ-
ник высшей школы РФ, заведующий кафедрой,
директор института технологического оборудо-
вания и комплексов БГТУ им. В.Г. Шухова.
Известен своими трудами в области совершен-
ствования техники и технологии производства
строительных материалов. Имеет более 250
изобретений и патентов. Под его руководством
защищено 3 докторских и 34 кандидатских дис-
сертации. Возглавляет УМК вузов РФ по специ-
альности 210101. Председатель докторского
диссертационного совета.
АНАТОЛИЙ СЕРГЕЕВИЧ ИЛЬИН
Кандидат технических наук, профессор, зам.
заведующего кафедрой «Механическое обо-
рудование» МГСУ, почетный работник
высшего профессионального образования
РФ. Известен своими трудами в области
техники и технологии нерудных, силикатных
и керамических строительных материалов, а
также в области учебной и учебно-
методической литературы для студентов
вузов, имеет более 300 научных публикаций,
из них 5 монографий, 60 учебно-
методических разработок 10 изобретений.
ИГОРЬ АЛЕКСАНДРОВИЧ
СЕМИКОПЕНКО
Кандидат технических наук, доцент. Науч-
ное направление работы: интенсификация
процесса помола и создание высокоэффек-
тивных конструкций мельниц ударно-
центробежного действия. Имеет 7 авторских
свидетельств РФ и более 50 научных трудов.
В.С. Богданов, А.С. Ильин,
И.А. Семикопенко
ПРОЦЕССЫ В ПРОИЗВОДСТВЕ
СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
И ИЗДЕЛИЙ
Учебник для вузов
Под редакцией В.С. Богданова
Рекомендован Учебно-методическим объединением вузов
РФ по образованию в области строительства в качестве
учебника для студентов высших учебных заведений,
обучающихся по направлению «Строительство» (635500)
Белгород
«Везелица»
2007
УДК 666.7+666.182+725.4 (07)
ББК 35.41 я8
Б 73
Рецензенты: кафедра машин и оборудования заводов
строительных материалов, изделий и конструкций Московского
института коммунального хозяйства и строительства (МИКХиС)
(заведующий кафедрой доктор технических наук, профессор В.В.
Абрамов), доктор технических наук, заслуженный машиностроитель
РСФСР, лауреат премии Совета министров, академик МИА Л.А.
Волков
Богданов В.С.
Б 73 Процессы в производстве строительных материалов и
изделий: Учебник. В.С. Богданов, А.С. Ильин, И.А.
Семикопенко. - Белгород: «Везелица», 2007. - 512 с.
Изложены основные технологические процессы предприятий
стройиндустрии, их закономерности, параметры и связь с
конструктивно-технологическими параметрами машин и агрегатов.
Может быть использован научными и техническими работниками
предприятий и организаций стройиндустрии, а также бакалаврами,
магистрами, аспирантами и стажерами.
ISBN — 978-5-86295-145-5 ОАО «Белгородская областная типография»
© «Везелица», 2007
© Богданов В.С., Ильин А.С.,
Семикопенко И.А., 2007
ПРЕДИСЛОВИЕ
Современное производство строительных материалов, изде-
лий и конструкций характеризуется новейшими технологиче-
скими процессами, оборудованием, средствами контроля и ав-
томатического управления, позволяющими выпускать высоко-
эффективную готовую продукцию, конкурентоспособную на
мировом рынке. Многообразие строительных материалов по-
требовало разработки большого количества технологий, связан-
ных с использованием разных методов обработки материалов:
механических, гидравлических, гидромеханических, пневмати-
ческих, пневмомеханических, тепловых, физико-химических,
электромагнитных, электрических, энергосберегающих и др.
Поэтому' глубокие знания технологических процессов, их зако-
номерностей и режимов обработки материалов с учётом их фи-
зико-механических и технологических свойств создают предпо-
сылки для рационального проектирования машин и оборудова-
ния и эффект ивного их использования на производстве.
В общеинженерной подготовке специалистов специальности
«Механическое оборудование и технологические комплексы
предприятий строительных материалов, изделий и конструк-
ций» важную роль играет дисциплина «Процессы в производст-
ве строительных материалов и изделий». Она относится к спе-
циальным дисциплинам и, в свою очередь, базируется на знани-
ях математики, физики, химии, теоретической механики, гид-
равлики, материаловедения, технологии конструкционных ма-
териалов, технологии производства строительных материалов и
изделий, информатики и др. Знания, приобретённые при изуче-
нии данной дисциплины, студенты могут использовать для ре-
шения важнейших задач по расчёту, проектированию, оптими-
зации режимов работы и эксплуатации оборудования и техноло-
гических комплексов.
Примерной программой дисциплины «Процессы в производ-
стве строительных материалов и изделий» предусмотрены лек-
ции, лабораторные, самостоятельные работы и курсовая работа.
5
Примерная программа дисциплины обеспечивает единство
изложения материала по процессам, а также единство требова-
ний и контроля к усвоению изучаемого материала.
Изучение основных процессов и их закономерностей осуще-
ствляется на лекциях, а закрепление и приобретение практиче-
ских навыков - при проведении лабораторных и самостоятель-
ных работ и выполнении курсовой работы.
По окончании освоения содержания дисциплины студент
должен знать основные процессы, роль и место в технологии
производства, закономерности, кинетику, системный и киберне-
тический подходы, связь с конструктивными и технологически-
ми параметрами оборудования, а также качественными и техни-
ко-экономическими показателями строительных материалов,
изделий и конструкций и уметь описывать, составлять и решать
кинетические уравнения и оптимизационные задачи основных
процессов в производстве строительных материалов.
В учебнике “Процессы в производстве строительных мате-
риалов и изделий” рассмотрены следующие основные процессы:
измельчение, классификация, дозирование, смешивание, формо-
вание, обезвоживание, гранулирование, фильтрование и др., ко-
торые тесно связаны с машинами и агрегатами, получившими
самое широкое применение в строительной индустрии.
В отличие от предшествующих учебников и учебных посо-
бий по процессам и аппаратам для смежных специальностей
учебник “Процессы в производстве строительных материалов и
изделий” посвящен, главным образом, изучению процессов в
зависимости от применяемых современных методов (способов)
обработки (переработки) строительных материалов и изделий. В
учебнике не рассматриваются вопросы расчета и проектирова-
ния механического оборудования и агрегатов, а также процессы,
которые изучаются в других специальных дисциплинах.
В новом учебнике впервые на современном научном уровне
изложены технологические процессы: динамического разруше-
ния материалов, энергосберегающего и многокомпонентного
измельчения, струйно-дезинтеграционного измельчения, изби-
рательного дробления, диспергированного и дискретно-
6
непрерывного смешивания, дозирования и засыпки пресс-форм,
формования, выпрессовывания (выталкивания) полуфабрикатов
из пресс-форм, обогащения по упругости и трению, отсадки,
брикетирования, прокатки и др., а также рассмотрено примене-
ние математических методов в моделировании процессов и оп-
тимизации режимов работы оборудования.
Учебник “Процессы в производстве строительных материа-
лов и изделий” написан на основе опыта многолетней работы
кафедр “Механического оборудования предприятий строитель-
ной индустрии” Московского государственного строительного
университета (МГСУ) и кафедры «Механического оборудования
предприятий ПСМ» Белгородского государственного техноло-
гического университета им. В.Г. Шухова (БГТУ).
Авторы выражают искреннюю признательность коллективу
кафедры “Машины и оборудование заводов строительных мате-
риалов и изделий” Московского института коммунального хо-
зяйства и строительства (МиКХиС) (зав. кафедрой доктор тех-
нических наук, профессор В.В. Абрамов) и доктору технических
паук, профессору Л.А. Волкову (Гипростроймаш), а также док-
тору технических наук профессору А.А Борщевскому и
А.В. Туренко за ценные замечания и советы, сделанные ими при
рецензировании рукописи учебника, а также инженеру
А.А. Козлову за электронный набор учебника.
7
Глава 1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ. КЛАССИФИКАЦИЯ
Промышленность строительных материалов (ПСМ) вклю-
чает много различных по назначению производств: производст-
во вяжущих материалов (цемента, извести, гипса); производство
керамических изделий (кирпича, черепицы, труб, сантехниче-
ских изделий, посуды, технической керамики); производство
силикатных изделий; производство бетонных и железобетонных
изделий; производство стекла и изделий из стекла и т. д.
При всем разнообразии технологических процессов в ПСМ
многие из них являются общими для различных производств. Во
многих технологиях применяются такие процессы как дробле-
ние, помол, перемешивание, классификация, сушка. При произ-
водстве керамических, гипсовых, асбестоцементных, пенобе-
тонных и других изделий применяют процесс сушки. В произ-
водстве цемента, извести, керамического и огнеупорного кир-
пича применяют процесс обжига.
Таким образом, технологические процессы производства
строительных материалов и изделий можно подразделить на
общие и специфические. В изучении данного курса приоритет
отдается общим процессам, которые применяются в нескольких
производствах.
Следует отметить то, что технологические процессы, ис-
пользуемые в промышленности строительных материалов во
многом аналогичны процессам, применяемым в химической,
горно-обогатительной, пищевой и других отраслях промышлен-
ности. В основу их заложены одни и те же фундаментальные
законы и методы их реализации. Тем не менее специфика тех-
нологических процессов производства строительных материа-
лов и изделий имеет свои особенности и должна учитываться
при расчете отдельных машин и агрегатов.
Слово процесс (processus - продвижение) подразумевает
производственный (технологический) процесс, когда перераба-
тываемый материал в результате механического, гидравличе-
ского, термического, химического и других воздействий пре-
8
вращается в готовый продукт (изделие) с заданными потреби-
тельскими свойствами (качеством). В ходе этих превращений
перерабатываемый материал может изменять агрегатное состоя-
ние, внутреннюю структуру, химический состав и др.
Технологический процесс - часть производственного про-
цесса, совокупность технологических операций, выполняемых
планомерно и последовательно во времени и пространстве над
однородными или аналогичными изделиями (материалами).
Технологическая операция — часть технологического про-
цесса, выполняемая одним или несколькими рабочими на одном
рабочем месте, а также без участия рабочих или под их наблю-
дением (при автоматизированном производстве).
Операция (от латин, operatic - действие): ручная, машин-
ная, автоматизированная и т.д.
Технологический процесс состоит из технологических и
вспомогательных операций.
Вспомогательная операция - операция, связанная с выпол-
нением технологической операции (перемещения, установки,
контроля и т. п.)
Технологические и вспомогательные операции бывают
простыми и сложными. Простая состоит из одной технологи-
ческой операции и одной или нескольких вспомогательных опе-
раций. Сложная — из нескольких технологических и вспомога-
тельных операций. Вспомогательные операции в технологиче-
ских процессах могут повторяться.
Технологический процесс бывает: основной, вспомогатель-
ный, обслуживающий и т.п., а также непрерывный, циклический
и циклически-непрерывный.
1.1. Классификация технологических процессов
Процессы производства строительных материалов и изде-
лий можно разделить на простые и сложные. Однако любой ре-
альный процесс переработки материала по своей сущности дос-
таточно сложный. Каждый процесс неизбежно включает не
только процессы, относящиеся непосредственно к выработке
9
готового продукта или изделия, но и промежуточные изготови-
тельные и заключительные операции. Следовательно, почти ка-
ждый реальный процесс можно разделить на несколько более
простых процессов.
Процесс предполагает некоторое преобразование материа-
ла, протекающее в каком-либо аппарате или в машине в течение
требуемого времени. Он протекает под воздействием побуж-
дающих факторов и характеризуется определенными парамет-
рами начального и конечного состояния перерабатываемого ма-
териала. Каждый из элементарных актов, составляющих проте-
кающий процесс, является относительно простым, так как не
приводит к получению готового продукта или изделия. Однако
понимание сущности элементарных составляющих общего про-
цесса позволяет, путем его изменения, существенно влиять на
весь процесс и в итоге на свойства готового продукта.
Разбиение общего процесса на элементарные достаточно
условно, однако это позволяет создать удобные для анализа мо-
дели, которые позволяют строить и реализовывазъ более слож-
ные комбинации процессов.
На основании анализа технологических особенностей при
производстве различных строительных материалов и изделий
нами предложена классификация с учетом специфики процес-
сов, происходящих при производстве тех или иных строитель-
ных изделий, которая представлена на рис. 1.1.
В соответствии с данной классификацией в курсе «Процес-
сы в производстве строительных материалов и изделий» рас-
смазриваются наиболее распространенные механические, гид-
ромеханические и тепловые процессы. Гидравлические и физи-
ко-химические процессы в меньшей мере применяются в произ-
водстве строительных материалов и изделий, в связи с этим они
рассматриваются в меньшем объеме. Болес глубоко ознакомить-
ся с этими процессами можно в специальной литературе.
Механические процессы получили наиболее широкое рас-
пространение в производстве строительных материалов и изде-
лий. Они описываются законами физики звердого тела и проте-
кают под действием механических усилий, в результате чего
10
происходит изменение размера и формы частиц перерабатывае-
мого материала.
К механическим процессам относятся: измельчение (дроб-
ление и помол), классификация, смешивание, прессование, про-
катка, гранулирование, вибрирование.
Дробление, например, реализуется в различных типах дро-
билок: щековых, конусных, роторных, молотковых, валковых.
Помол осуществляется в шаровых, тарельчато-валковых, роли-
ково-маятниковых, струйных, вибрационных и других мельни-
цах.
Для реализации других механических процессов применя-
ются различные специальные аппараты и машины в соответст-
вии с физико-механическими свойствами перерабатываемого
материала и требованиями к готовому продукту, которые будут
рассмотрены ниже.
Гидромеханические процессы характеризуются законами
гидродинамики. К ним относятся процессы: перемещения жид-
костей, газов, сыпучих материалов, гидроклассификации, обез-
воживания, центрифугирования, фильтрования, перемешивания
порошковых материалов, перемешивания в жидких средах и др.
Эти процессы протекают в сепараторах, гидроклассификаторах,
фильтрах, центрифугах, прессах, смесителях под воздействием
гидродинамических, гравитационных, центробежных усилий.
Тепловые процессы определяются законами теплопередачи.
Они протекают под воздействием разностей температур или
концентраций вещества в машине или аппарате. Результатом
тепловых процессов является перемещение в перерабатываем
веществе и пространстве аппарата теплоты, что приводит к из-
менению состояния и свойств перерабатываемого материала.
Тепловые процессы реализуются в шахтных, туннельных, коль-
цевых, вращающихся печах, колосниковых барабанных холо-
дильниках, камерных и распылительных сушилках и др.
Гидравлические и физико-химические процессы в произ-
водстве строительных материалов применяются в довольно
ограниченном объеме, в связи с чем в данном учебнике не
рассм атриваются.
И
Основные
технологические процессы
строительной индустрии
Рис. 1.1. Классификация технологических процессов строительной индустрии,
12
Все процессы, применяемые в технологии производства
строительных материалов и изделий, по способу их организации
делятся на периодические и непрерывные.
Периодические процессы характеризуются тем, что в одном
аппарате, но в разное время последовательно осуществляются
все технологические операции, предусмотренные данным про-
цессом, например, загрузка, переработка, выгрузка готового
продукта.
Непрерывные процессы характеризуются тем, что они про-
текают одновременно и непрерывно в одном или нескольких по-
следовательно соединенных между собой аппаратах (машинах).
При создании новых технологических линий необходимо в
их основу закладывать непрерывные процессы, т. к. они в срав-
нении с периодическими обладают рядом важных преимуществ,
которые обеспечивают наибольшую экономическую эффектив-
ность создаваемой технологии.
Непрерывные процессы позволяют осуществлять полную
автоматизацию и регулирование процесса на каждом участке
переработки материала, существенно сократить суммарное вре-
мя загрузки и разгрузки. Автоматизация процесса обеспечивает
более высокое качество готового продукта; снижение энерго-,
тепло- и металлоемкости; улучшение условий работы обслужи-
вающего персонала.
1.2. Физико-механические свойства материалов
В производстве строительных материалов и изделий пере-
рабатывается большое количество материалов, обладающих су-
щественно различными физико-механическими свойствами, от
которых зависит характер течения процесса переработки мате-
риала, а также конструкция машин и аппаратов.
Чаще всего перерабатываются смеси различных материа-
лов, состоящие из нескольких компонентов, каждый из которых
имеет отличающиеся друг от друга свойства, в отдельных слу-
чаях эти отличия существенны, что затрудняет и усложняет
процесс переработки материала и получения готового продукта.
13
Рассмотрим основные свойства, характеризующие мате-
риалы, из которых производят строительные материалы и из-
делия.
Прочность - это свойство материала сопротивляться раз-
рушению под действием внутренних напряжений, вызванных
внешними силами.
Прочность материала оценивают пределом прочности на
сжатие
R^ = Pp!F>
(1-1)
где Рр - величина разрушающей силы, Н; F - площадь по-
перечного сечения образца, м2.
Для определения предела прочности на сжатие образцы ма-
териала в виде кубов (70x70x70, 100x100x100, 150х150х150)
подвергают на гидравлическом прессе действию сжимающих
усилий и доводят до разрушения.
В зависимости от R^. материалы делятся на следующие ка-
тегории:
мягкие материалы - Rcu, <10 МН/м2;
материалы средней прочности - 10 < Rcx < 50 МН/м2;
прочные материалы - 50 < Rcx < 350 МН/м2;
очень прочные материалы - RC3K >350 МН/м2.
Прочность - основной показатель материала, который оп-
ределяет тип оборудования для его дробления.
Например, материалы с RCM. = 10 МН/м2 подвергаются
дроблению в валковых дробилках, либо бегунах; материалы с
Ксж = 350 МН/м2 подвергаются дроблению в щековых, либо ко-
нусных дробилках.
Ударная прочность — свойство материала сопротивляться
разрушению под воздействием ударных нагрузок.
Она характеризуется количеством работы, затраченной на
разрушение стандартного образца, отнесенной к единице объема
(Дж/см3).
Для определения ударной прочности берется образец мате-
риала диаметром и высотой 25 мм и устанавливается на массив-
14
ное основание копра. Затем по образцу через подбабок наносят-
ся удары гирей, масса которой равна 2 кг. Первый удар наносит-
ся с высоты 1 м, каждый последующий удар наносится с высо-
ты, большей предыдущей на 1 см, до появления первой трещи-
ны. Ели первая трещина появилась после 26 удара, то ударная
прочность материала, в данном случае, составляет 25.
Материал с показателем выше 16 считается хорошо сопро-
тивляющимся удару, 8 и ниже — плохо сопротивляющимся уда-
ру, между 8 и 16 - средним.
Хрупкость — способность материала мгновенно разрушать-
ся без деформаций под воздействием ударных нагрузок.
Этот показатель является очень важным при выборе техно-
логии переработки и типа машин, особенно при измельчении.
Образец материала, как и в предыдущем случае, диаметром
и высотой 25 мм устанавливают на основании копра. Груз мас-
сой 1 кг сбрасываюз на образец с высоты 1 м, последующие
удары наносят с высоты на 1 см выше, чем предыдущий. Груз
сбрасывают до момента разрушения образца минимум на две
части. В зависимости от количества ударов до момента разру-
шения материалы подразделяются на:
—	очень хрупкие — менее 2-х ударов;
-	хрупкие — 2-5 ударов;
—	вязкие - 5-10 ударов;
-	очень вязкие - больше 10 ударов.
Хрупкие материалы целесообразно измельчать в роторных
и молотковых дробилках, при этом достигается максимальная
производительность при минимальном удельном расходе энер-
гии. У хрупких материалов Rcx = Rpacm-
Твердость — способность материала сопротивляться про-
никновению в него более твердого материала.
Общепринято горные породы по твердости классифициро-
вать по шкале проф. М.М. Протодьяконова. В зависимости от
коэффициента А, который в 107 раз меньше RCM:, горные породы
делятся на 10 категорий. По коэффициенту твердости можно
определить величину усилий, необходимых для измельчения
15
куска материала, а затем и потребляемой мощности привода
дробилки или мельницы.
Широкое распространение при предварительной оценке
твердости материала получила шкала твердости Мооса, в кото-
рой материалы расположены в 10 группах. Твердость материала
в последующей группе выше, чем в предыдущей. При этом ма-
териал, находящийся в группе, при прочерчивании друг по дру-
гу оставляет след на поверхности всех материалов, находящихся
в предыдущих группах (табл. 1.1). Например, материал из груп-
пы 5, более твердый, оставляет царапины на поверхности всех
материалов, находящихся в группах 4, 3, 2, 1. Материал из груп-
пы 10 (алмаз) является самым твердым и оставляет след царапи-
ны на поверхности материалов всех предыдущих групп 9... 1.
Шкала твердости Мооса
Таблица 1.1
Характеристика материала	Номер шкалы	Материал
Мягкий (1-4)	1	Тальк
	2	Гипс
	3	Известковый шпат
	4	Плавиковый шпат
Средний (5-8)	5	Апатит
	6	Полевой шпат
	7	Кварц
	8	Топаз
Твердый (9-10)	9	Корунд
	10	Алмаз
Упругость — способность материала изменять форму и раз-
мер без разрушений под воздействием внешних нагрузок и вос-
станавливать их после снятия нагрузок. Типичный материал -
резина. Она требует специальных технологических процессов и
приемов при ее переработке.
Пластичность — способность материала изменять форму и
размер под воздействием внешних нагрузок и сохранять их по-
сле снятия нагрузок. Таким материалом является влажная глина.
16
Ее переработка также требует специфических приемов и специ-
ального оборудования.
Плотность -- количество материала, содержащееся в еди-
нице объема, кг/м3.
Различают истинную и среднюю плотность материала. Ис-
тинная плотность - масса единицы объема материала в абсо-
лютно плотном состоянии, определяется без пор и пустот в ма-
териале — она одинакова для одного и того же материала. Сред-
няя плотность - масса единицы объема материала в естествен-
ном состоянии, т. е. вместе с порами и пустотами.
Плотность горных пород колеблется в широких пределах от
1200 до 3200 кг/м3. Чем больше плотность, тем выше прочность
материала, причем средняя плотность горных пород из одного и
того же карьера может изменяться в достаточно широких преде-
лах, например, известняки Жигулевского цемзавода имеют
плотность 2100-2650 кг/м3.
Пористость (общая) - степень заполнения материала по-
рами.
n = VJVo,	(1.2)
где V„ - объем пор в материале; Vo — объем материала в естест-
венном состоянии.
Пористость подразделяют на открытую По и закрытую П3.
Открытая пористость определяется как соотношение
/7о=Кив/Ко,	(1.3)
где Vm — объем пор, насыщающихся водой.
Закрытая пористость определяется как соотношение
п3 = п-по.	(1.4)
17
Влажность материала характеризуется тем количеством
воды, которое содержится в порах и адсорбировано на поверх-
ности материала.
Влажность W(%) материала определяется по формуле:
W = (тв -тс)-100%/тс,
(1.5)
где тв — масса влажного материала; тс — масса сухого
материала.
От влажности исходного материала зависит в целом техно-
логия его переработки.
Например, при влажности мела более 24 % производство
цемента целесообразно осуществлять по мокрому способу, а при
влажности менее 18 % - по сухому.
Водопоглощение - способность материала впитывать и
удерживать в порах воду. Водопоглощение определяют по массе
и объему.
Водопоглощение по массе Вм (%) вычисляют по формуле:
~ (w„ - тс)  100%/
(1.6)
где т„ - масса насыщенного водой образца; тс - масса сухого
образца.
Водопоглощение по объему Во (%) - степень заполнения
объема материала водой, характеризующая его открытую по-
ристость — вычисляют по формуле:
5о=(щн-щс)-100%/ЛНо,
(1.7)
где V„ - объем образца; рв - плотность воды (1 г/см3).
Зная водопоглощение по массе Вы и плотность образца,
можно рассчитать водопоглощение по объему:
Bo=BMpo-W0%/pe.
(1.8)
18
Абразивность - способность перерабатываемого материала
изнашивать рабочие органы машины в процессе его измельче-
ния. Абразивность оценивают по износу материала рабочего
органа машины, контактирующего с горной породой.
По методике ИГД им. А.А. Скочинского определение абра-
зивности материала заключается в истирании о поверхность об-
разца материала торца вращающегося стержня, изготовленного
из незакаленной стали и определение потерь его массы за опыт.
За критерий абразивности принимают суммарную потерю в
массе стержня за 10 мин.
По методике ВНИИСтройдормаша абразивность опреде-
ляют применительно к дробилкам ударного действия. Сущность
методики заключается в дроблении проб материала крупностью
10-20 мм, массой 1 кг, в роторной дробилке размером 250><50 мм
при окружной скорости бил 30 и 60 м/с. Съемные била изготав-
ливают из стали 45 по ГОСТ 1050-74 с последующей термооб-
работкой до твердости HRC 28-32. Абразивность оценивают по
потере массы всех бил, приходящейся на 1 т дробленого мате-
риала.
Абразивность (г/т) определяют по формуле:
А = (т1-т2)/Мм,	(1.9)
где пц - исходная масса бил; т2 — масса бил после измельчения
пробы материала; Мм — масса дробленого материала.
Вязкость - свойство жидкости оказывать сопротивление
силам, вызывающим относительное перемещение ее частиц при
ламинарном течении.
Различают динамическую и кинематическую вязкость.
Динамическая вязкость Д (Па-с)определяется по формуле:
Т
E-du/dt’
(1-10)
19
где Т — сила внутреннего трения, которую нужно прилагать,
чтобы перемещать один слой жидкости относительно другого с
постоянной скоростью, Н; F — площадь соприкосновения слоев
жидкости, м2; di)/dt - градиент скорости, с'1.
Кинематическую вязкость v (м2/с) определяют по формуле:
v = ^/p.
(1-П)
Теплоемкость - отношение количества теплоты, подводи-
мой к веществу, к соответствующему изменению его температу-
ры. Теплоемкость единицы количества вещества С называют
удельной теплоемкостью. Различают массовую, объемную и
мольную удельные теплоемкости.
Наиболее часто в расчетах используют удельные изобар-
ную ср и изохорную cv теплоемкости, которые связаны между
собой зависимостью ср — cv = R (R - универсальная газовая
постоянная, Дж/(моль-К); Дж/(кгК)).
Отношение ср/cv= к называют показателем адиабаты.
Массовая удельная теплоемкость показывает, какое коли-
чество теплоты надо сообщить веществу массой 1 кг, чтобы по-
высить его температуру на один градус.
Экспериментальные значения удельных теплоемкостей
строительных материалов приводятся в соответствующих спра-
вочниках.
Теплопроводность — процесс переноса энергии от более на-
гретых участков аппаратов (веществ) к менее нагретым в ре-
зультате теплового движения и взаимодействия микрочастиц,
приводящий к выравниванию температуры вещества.
Интенсивность теплопроводности в материалах характери-
зуется коэффициентом теплопроводности Я , который показы-
вает, какое количество теплоты проходит через 1 м2 поверхно-
сти в течение единицы времени при градиенте изменения тем-
ператур в направлении, перпендикулярном изометрической по-
верхности, равном 1.
20
Коэффициент теплопроводности жидкости при температу-
ре 30°С рассчитывают по формуле:
Л30 = Ах-с-р^р1М,	(1.12)
где А] — коэффициент, зависящий от степени ассоциации жидко-
сти (для воды Л/-3,5810'8); с - удельная теплоемкость жидко-
сти, Дж/(кг-К); р - плотность жидкости, кг/м3; М - молекуляр-
ная масса.
Дробимость выражает энергоемкость процесса дробления
материала, является обобщающим параметром многих физико-
механических свойств материала.
По методике Механобра дробимость характеризуется ин-
дексом Wt чистой работы дробления и типовой характеристикой
разгрузки стандартных дробилок. Эти показатели определяют
по результатам дробления проб материала в лабораторных (ще-
ковых или конусных) дробилках.
Измелъчаемостъ оценивают по удельной производительно-
сти лабораторной мельницы по вновь образованному классу.
Критерием измельчаемости является производительность мель-
ницы, приведенная к 10%-му остатку на сите 008 (размер ячейки
сита - 80 мкм). В качестве лабораторной мельницы принята ша-
ровая барабанная мельница Гипроцемента периодического дей-
ствия с размером барабана: диаметр 0,5м, две камеры длиной
каждая 0,25 м. Коэффициент загрузки мелющими телами - 0,3,
коэффициент загрузки материалом 0,14 от массы мелющих тел.
Размер частиц материала +1, -5 мм. Частота вращения барабана
мельницы 0,76 от критической.
21
Глава 2. ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ
ПРОЦЕССОВ ПРОИЗВОДСТВА
СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
2.1 Принцип анализа и расчета процессов
Анализ процесса, происходящего в аппарате, и расчет его
параметров начинаются с определения условий равновесия сис-
темы с учетом известных законов массообмена, гидро- и термо-
динамики. Чаще всего для этих целей составляют энергетиче-
ский и материальный баланс процесса.
Энергетический баланс составляют на основе закона со-
хранения энергии, согласно которому в изолированной среде
(аппарате) сумма всех видов энергии является постоянной вели-
чиной, энергия не создается и не уничтожается, она переходит
из одного вида в другой.
Одной из разновидностей энергетического баланса процес-
са, происходящего в аппарате, является, например, тепловой
баланс, который в общем виде можно описать уравнением:
£а+еР=Еа+а> <21)
где Sa-Za — теплота, вносимая в аппарат и отводимая с
готовым продуктом; Qp - теплота, выделяемая в ходе реализа-
ции процесса; Qn - потери теплоты в окружающую среду.
По полученным данным определяют конструктивные и
энергетические параметры аппарата.
Материальный баланс основан на использовании закона
сохранения массы, согласно которому' количество	мате-
риала, поступающего в аппарат, равно количеству	гото-
вого продукта, выходящего из аппарата в ходе реализации в нем
процесса и возможных потерь д Мп :
22
Уч-Улл,^;.	<22>
В основе организации рабочих процессов многокомпонент-
ных систем, которые имеют физико-химическую природу, ле-
жит принцип Ле Шателъе. В ходе реализации сложного процес-
са любая многокомпонентная система с течением времени пере-
ходит в состояние равновесия, которое само в ней устанавлива-
ется и не изменяется во времени. При этом в системе не проис-
ходят никакие процессы. Если внешним воздействием вывести
систему из состояния равновесия, в ней самопроизвольно нач-
нутся процессы, которые возвратят систему в новое состояние
равновесия с учетом прошедших внешних изменений.
Например, в процессе варки стекла используется много-
компонентная шихта, в результате чего реализуется равновес-
ный процесс, обеспечивающий получение стекла с заданными
технологическими свойствами. Если изменить количество од-
ного из компонентов шихты, процесс выйдет из равновесия. За-
тем он стабилизируется, вступит в качественно новое равнове-
сие пропорционально измененному компоненту, что в целом
приведет к получению стекла уже с другими свойствами.
Наибольшее число параметров в многокомпонентной мно-
гофазной системе, которые можно изменять, не нарушая равно-
весия, определяют с помощью правила фаз Гиббса для различ-
ных систем:
Ф + С = Аг + 2,	(2.3)
где Ф - число фаз (количество физически однородных веществ в
системе); К - число компонентов в системе; С - число незави-
симых переменных, значение которых можно произвольно из-
менять без нарушения состава и числа фаз в системе.
2.2. Основы теории подобия
При анализе и расчете процессов и аппаратов большую
роль играют их математические модели, которые теоретически
23
позволяют исследовать процесс с учетом влияния на его течение
различных факторов и условий, определить оптимальные конст-
руктивные, технологические и энергетические параметры.
Однако не все процессы возможно описать математически-
ми моделями, либо они получаются настолько сложными, что
их практическое решение становится невозможным, либо, в си-
лу принимаемых допущений и граничных условий, они дают
большие погрешности.
В инженерной практике широкое распространение получи-
ло применение теории подобия, которая дает возможность ком-
плексно использовать преимущества аналитического и экспери-
ментального методов и одновременно минимизировать их не-
достатки.
Теория подобия позволяет установить правила планирова-
ния, проведения и обработки результатов эксперимента с учетом
всех факторов, влияющих на процесс, оптимизировать уровни
факторов с целью получения требуемых значений функций от-
клика и получения единых уравнений для анализа и расчета по-
добных процессов и аппаратов. При этом не требуется решения
аналитических моделей.
В основу теории подобия положено понятие о подобии фи-
зических явлений - геометрическое подобие аппаратов (машин),
в которых осуществляемый процесс является необходимым, но
не достаточным условием для осуществления процесса.
Для осуществления подобного процесса в другом аппарате
(машине) необходимо выполнить условия однозначности, кото-
рые включают: геометрические условия, характеризующие раз-
меры и форму аппарата, в котором осуществляется процесс; фи-
зические свойства сред, взаимодействующих в процессе; гра-
ничные условия, характеризующие взаимодействие сред с тела-
ми, ограничивающими объем протекающего процесса; началь-
ные условия, характеризующие начальное состояние рассматри-
ваемой системы.
На основании теоремы Кирпичева - подобны явления, опи-
сываемые одной и той же системой дифференциальных уравне-
ний, у которых соблюдается подобие условий однозначности.
24
Таким образом, подобные процессы могут повторяться в
различных по размерам аппаратах (машинах) при выполнении
условий однозначности, включающих: геометрическое, времен-
ное подобие, подобие физических, граничных и начальных ус-
ловий.
Следовательно, в подобных процессах должны выполнять-
ся следующие условия.
Геометрическое подобие — у подобных фигур отношение
сходственных сторон одинаково, они отличаются друг от друга
только масштабом, который называют константой подобия.
Lill,=L2ll2=L3ll3=... = Lilli=Kl,	(2.4)
где Lj.L2.L3,	— характерные размеры первого аппарата;
/,,/2,73,...,/; - характерные размеры второго аппарата; Kt - кон-
станта подобия линейных размеров.
Временное подобие — у подобных процессов время истече-
ния характерных фаз процесса одинаково, отличается на вели-
чину константы временного подобия - КТ:
тх/т\= Т21 т2 = т3 /т3 = ... = т,- /- Кт, (2.5)
где Ti,T2,T3,...Ti — характерные интервалы времени первого
процесса; Ti,T2,T3,...,Ti - интервалы времени, характерные для
второго процесса; при Кт = 1 процесс называется синхронным.
Временное подобие величин — характеризует физические
условия течения процесса (давление, температуру, влажность,
дисперсность и т. п.):
А / А = А2 /А2 = Аз /Аз = -=PilPi = КР>	(2-6)
где А)>А2?Аз> --’А(' ~ характерные физические величины перво-
25
го процесса; pl,p2,pi,- характерные физические величи-
ны второго процесса; Кр — константа подобия физических ве-
личин.
Подобие начальных и граничных условии предусматривает
постоянство соотношений основных параметров в начале и кон-
це реального процесса и модели.
Теория подобия базируется на использовании трех теорем,
которые дают ответ на три основных практических вопроса:
-	первый - какие факторы (величины их уровней) и как
влияют на параметры оптимизации;
—	второй - как обработать результаты экспериментов, что-
бы получить эмпирическую модель, позволяющую рассчитать
любой подобный процесс и аппарат (машину);
-	третий - какие процессы считать подобными ис-
следуемому.
Первая теорема Ньютона (J686 г.) — подобные явления
(процессы) характеризуются численно равными критериями по-
добия. То есть при подобии процессов всегда существуют без-
размерные константы подобия, которые одинаковы по величине
для характерных точек рассматриваемых процессов.
В качестве примера рассмотрим второй закон Ньютона,
описывающий равноускоренное движение тел:
d&
— т—,
dt
(2-7)
где f -сила; т - масса; & - скорость; t - время.
Для двух подобных процессов уравнение (2.7) запишется в
виде
Z = и Л = т2	(2-8)
cltx	at2
26
В безразмерном виде уравнения (2.8) запишутся так
[ = f№ и 1 = /Ж	(2.9)
mldtl m2dt2
В соответствии с условием однозначности для подобных
процессов можем записать так:
/2 = Kff: ш2 = Кттх  &2 = К А  t2 = Kf.	(2.10)
Подставив (2.10) в (2.9), получим
—--------------— = 1, поскольку-----= 1,
KmKsmxdSx	mxd&i
то для подобных процессов должно выполняться условие
KfKt/KmK9=l.	(2.11)
Или, с учетом (2.10), выражение (2.11) примет вид
или
(/г ^/1X^2 ^1) _ J
jA- = J^Z_^consp
«2^2
(2-12)
(2-13)
Безразмерные комплексы (2.13) называют критериями по-
добия. Данный безразмерный комплекс называют критерием
Ньютона
Ne = ft / т&.
(2-14)
27
Критерий Ньютона характеризует отношение импульса си-
лы, действующей на частицу, к силе инерции. Он является глав-
ным критерием механического подобия.
Для подобных процессов величина параметров, входящих
в критерии подобия, может меняться как во времени, так и про-
странстве, но в сходных точках системы она принимает одно и
то же значение.
В теории подобия при изучении процесса различают фак-
торы, величину которых задают и параметры оптимизации, ко-
торые определяют в ходе эксперимента в зависимости от иссле-
дуемых факторов.
Теорию подобия применяют только к процессам, для кото-
рых известны описывающие их дифференциальные уравнения.
Если их нет, следует применять другие методы исследований и
обработки результатов экспериментов (методы анализа размер-
ностей, регрессионный и др.).
Вторая теорема подобия А. Федермана (1911г.)- решение
любого дифференциального уравнения, описывающего процесс,
может быть представлено в виде зависимости между критерия-
ми подобия.
К'о = СК"'К"2...К"",	(2.15)
где С,п\,т2,...,тп - постоянные, которые определяются в ходе
экспериментов.
Уравнения вида (2.15) называют критериальными уравне-
ниями в обобщенных переменных.
Для получения критериального уравнения необходимо ре-
шить, сколько и какие критерии подобия должны входизъ в
уравнение, как определить величины в уравнении (2.15).
Необходимое количество критериев подобия определяют
на основании тг-теоремы, которая формулируется так: любое
уравнение, связывающее между собой 7V физических и геомет-
рических величин, размерность которых выражена через П ос-
28
новных единиц измерения, можно преобразовать в критериаль-
ное уравнение, связывающее л критериев:
л = N -п.
(2.16)
Критерии подобия, входящие в критериальное уравнение,
определяют из дифференциальных уравнений, либо методом
анализа размерностей.
Определим критерии-комплексы для наиболее распростра-
ненных в производстве строительных материалов процессов,
протекающих под действием сил тяжести и центробежных сил,
которые характеризуются критерием-комплексом Ньютона —
Ne (2.14).
С учетом того, что сила тяжести равна f = mg, (2.14) при-
мет вид
Ne - mgt/mu = gt I <9 .
(2-17)
В инженерных расчетах пользуются критерием Фруда, ко-
торый равен
Fr = \INe = Slgt = alg.
(2.18)
Он является основным критерием, характеризующим про-
исходящие процессы.
Если в (2.18) заменить t на t — I /9, то получим
Fr=Nlgl,
(2-19)
где I - линейный размер, определяющий участок, на котором
осуществляется исследуемый процесс.
Если процесс протекает под действием сил давления, то ба-
ланс сил можно описать уравнением
29
f=^pl\
(2.20)
где Л/? - перепад давлений.
Величина перемещаемой массы в ходе реализации процесса
равна
т = р-Р,
(2.21)
где р — плотность среды, в которой осуществляется процесс.
С учетом (2.20), (2.21) и t = l/<9 уравнение (2.14) примет вид
(2.22)
где Ей — критерий Эйлера, характеризующий процессы, проте-
кающие под действием сил давления.
При преобладании сил вязкости в ходе реализации процес-
са в соответствии с законом Ньютона сила трения между слоями
равна
(2.23)
где d&! dl - градиент скорости в направлении, перпендикуляр-
ном к скорости движения потока; /2 - площадь соприкоснове-
ния потоков.
Используя вышепринятые преобразования и с учетом (2.23)
уравнение (2.14) примет вид
Ne -
pl2S I _ Е
S рР& Sip
(2-24)
30
На практике при расчетах принято использовать критерий,
обратный полученному (2.24), т. е.
Re
1
~Ne
S-l-p
(2.25)
где Re - критерий Рейнольдса, характеризует процессы, проте-
кающие при движении вязких жидкостей.
При описании неустановившегося движения используют
критерий гомохронности
Ho = St!l.
(2.26)
Критерий Архимеда характеризует соотношение сил тяже-
сти, подъемной силы и сил трения
= (227)
Fr р	р
где рч - плотность частиц.
Вывод критериев подобия на основании анализа диффе-
ренциальных уравнений, описывающих процессы в производст-
ве строительных материалов, здесь не рассматривается, т. к. к
настоящему времени нет достаточно точных аналитических ме-
тодик и соответствующих уравнений, которые можно было бы
достоверно применять при расчетах процесса производства
строительных материалов.
Широко распространен способ получения критериального
уравнения на основе метода анализа размерностей, сущность
которого заключается в следующем. На основе анализа опреде-
ляют перечень основных факторов, влияющих на процесс; уста-
навливаю! перечень независимых размерностей; составляют
необходимое число безразмерных критериев подобия; устанав-
ливают форму связи безразмерных критериев - чаще всего это
31
произведение критериев в соответствующих степенях, величину
которых определяют экспериментально.
В качестве примера выясним взаимосвязь параметров, оп-
ределяющих характер истечения жидкости по трубопроводу.
В соответствии с вышеизложенными рекомендациями ус-
тановим независимые факторы, оказывающие наибольшее
влияние на характер течения процесса. Такими факторами яв-
ляются: d - диаметр трубопровода; £ — шероховатость внут-
ренней поверхности трубы; р,р - плотность и вязкость жидко-
сти; .9 - скорость перемещения жидкости по трубопроводу.
Все другие параметры: химический состав, давление, тем-
пература, растворимость газов и т. п., оказывают влияние на
плотность и вязкость жидкости, т. е. они зависимые.
Определим перечень независимых размерностей. С этой
целью запишем размерности независимых факторов:
d ~ м = L; £ - м - L; р = кг / м3 - М /1);
// = кг/(л/-с) = 7И/(£Т); 19 = л//с = £/Т,
где М, L, Т- единицы массы, длины, времени.
В этом перечне размерностей независимыми являются зри
единицы: масса, время, длина.
На основании п — теоремы, число безразмерных комплек-
сов для описания рассматриваемого процесса рав-
но 7Г = 5 — 3 = 2.
Комбинируя размерные величины независимых факторов,
получим следующие два размерных критерия:
^ld\&dpl р.	(2.28)
Эти критерии характеризуют движение жидкости по тру-
бопроводу.
Третья теорема подобия (М.В. Кирпичев, 1933 г.). Подоб-
ны те явления, условия однозначности которых подобны, а кри-
терии подобия численно равны.
32
Из этой теоремы следует, что подобные явления протекают
в геометрически подобных системах; граничные условия про-
цесса подобны; величины коэффициентов и физических пара-
метров известны; для рассматриваемого процесса существуют
дифференциальные уравнения, для которых установлено един-
ственно верное решение.
2.3.	Методы исследования процессов
Феноменологический метод. Физический смысл этого ме-
тода сформулировал И. Пригожин, его суть заключается в том,
что при малых отклонениях от состояния равновесия скорость
<9 протекания любого сложного процесса пропорциональна
движущей силе F этого процесса
9 = kF,	(2.29)
где к — коэффициент, учитывающий характер и движущие силы
процесса.
Сложность процессов производства строительных материа-
лов, многообразие действующих факторов не позволяют описы-
вать эти процессы дифференциальными уравнениями. Поэтому
в инженерной практике широкое распространение получил фе-
номенологический метод исследования, который с помощью
уравнения (2.29) позволяет описать большой класс явлений, не
раскрывая их сущности.
Основная сложность с применением данного метода за-
ключается в выявлении факторов, которые являются побудите-
лями данного процесса и параметров, характеризующих данный
процесс.
Всегда можно назвать целый ряд факторов, характеризую-
щих как движущую силу, так и результативность процесса. При
этом они однозначно связаны между собой зависимостью (2.29),
которая может быть записана во многих вариантах для любой
комбинации факторов, характеризующих движущую силу и ре-
зультативность процесса.
33
Например, материал в шаровой барабанной мельнице из-
мельчается под действием мелющих тел. Характеризуя процесс
измельчения в барабанной мельнице, в качестве побуждающей
силы можно выбрать массу мелющих тел Ммт, находящихся в
барабане, а в качестве характеристики результативности про-
цесса - производительность QM по заданному размеру частиц,
например, менее 100 мкм. Тогда феноменологическое уравне-
ние, характеризующее процесс помола, будет иметь вид
Q.,=kMMnl.	(2.30)
Однако на процесс измельчения в шаровой барабанной
мельнице, кроме массы мелющих тел Ммт, оказывает влияние
еще ряд факторов:
—	соотношение массы измельчаемого материала и мелющих
тел;
-	размер частиц исходного материала;
-	размер мелющих тел;
-	частота вращения барабана мельницы;
-	температура материала и т.д.
В качестве побуждающей силы может быть выбран любой
из названных факторов.
Феноменологический метод является формальным и не рас-
крывает физической сущности протекающих процессов. Пред-
ставление феноменологических зависимостей в виде линейных
функций не противоречит тому, что сложный физико-химический
процесс может характеризоваться значительно более сложной
функциональной зависимостью причины и следствия.
В общем случае связь факторов, влияющих на процесс, с
характеристикой результата процесса можно описывать функ-
циями любой сложности. Если эти функции аналитические, их
можно разложить в ряды по степеням действующих факторов.
При малых значениях аргумента эти ряды могут быть линеали-
зированы, т.е. в них могут отбрасываться все члены со степеня-
ми выше первой, что и приводит их к виду (2.29).
34
Аналитический метод заключается в том, что на основании
общих законов механики, физики, химии и других наук состав-
ляются дифференциальные уравнения, описывающие целый
класс подобных явлений.
Процесс распространения тепла теплопроводностью может
быть описан математическим дифференциальным уравнением.
При рассмотрении процесса теплопроводности в некотором
объеме dV в течение конечно малого отрезка времени dr при-
нимаются некоторые допущения: тело изотропно, а его физиче-
ские параметры постоянны.
В основу вывода дифференциального уравнения теплопро-
водности положен закон сохранения энергии. Количество вве-
денного в объем dV тепла извне за отрезок времени dr вслед-
ствие теплопроводности равно изменению внутренней энергии
вещества.
Рис. 2.1. Расчетная схема к выводу дифференциального урав-
нения теплопроводное ги.
Разложив общий поток тепла, поступающего в объем dV,
на составляющие, параллельные осям координат (рис. 2.1), по-
лучим: вдоль грани dydz входит тепло Qxt; вдоль грани dxdz -
35
Qyl; через грань dydx — Q_}, а через противоположные грани
выходит соответственно:	2 , Qy2 , Qz 2 -
Количество введенного в объем dV тепла через все три
плоскости равно
dQ=(qx1 - qx2)+(evl - e,2)+(a, - a2) 	(2.3d
В соответствии с законом Фурье, количество тепла, вос-
принимаемое плоскостью dydz , может быть выражено как
Qxi = —Л— dydzdv,
дх
(2.32)
количество введенного тепла вдоль оси х равно
д Z + — dx
_ 0 \ дх
I	/v	~
дх
.dt	„ d2t
Z—dydzdr — л——dxdydzdt.
дх	дх
dydzdr -
(2.33)
Количество тепла, израсходованное на нагрев объема dV
тепловым потоком вдоль оси х за время dr с учетом (2.32) и
(2.33) после соответствующих преобразований, равно
д t
dQx - Qxi ~QX2 ~ —ydxdydzdr.
dx
(2.34)
36
Аналогично получим для других осей
52Z
dQy — А—-dxdydzdr,
(2.35)
dQz = A—-dxdydzdr.
dz2
Общее количество тепла, полученное объемом dV
(
dQ = dQx + dQy + dQz = A
d2t d2t д2Г
dx2 dy2 dz2
dxdydzdr. (2.36)
На основе закона сохранения энергии количество тепла,
введенного в объем dV, равно изменению его энтальпии
/
dQ — cpdxdydz
(2.37)
где с — теплоемкость вещества в объеме dV; р — плотность
вещества; dt/dr - изменение температуры во времени.
Приравняв правые части уравнений (2.36) и (2.37), получим
дифференциальное уравнение теплопроводности Фурье
dt А ( d2t d2t d2t\
dr cpydx2 dy &2?
(2.38)
Множитель А/ср характеризует способность вещества
изменять температуру во времени и называется коэффициентом
температуропроводности.
. .	(d2t d2t д2^ _2	V72
Обозначим: А1ср-=сг, —-4------у 4---7 = V / , где V t
ldx2 dy2 dz2)
оператор Лапласа.
37
С учетом принятых обозначений уравнение (2.38) запишет-
ся в виде
<-,2
— = aWt.	(2.39)
8т
Полученное дифференциальное уравнение (2.39) Фурье оп-
ределяет распределение температур в любой точке тела, через
которое теплота передается теплопроводностью.
Преимущество аналитического метода заключается в том,
что полученные дифференциальные уравнения справедливы для
всего класса явлений (теплопроводность, теплообмен, массопе-
ренос и т.п.).
Однако этот метод имеет существенные недостатки:
-	сложность аналитического описания большинства техно-
логических процессов, например, кинетики процесса измельче-
ния. Аналитические формулы описания подобного процесса на
сегодня не известны;
-	невозможность получить решение дифференциальных
уравнений аналитическим путем с помощью известных на сего-
дня методов.
Экспериментальный метод. В последние годы в научных
исследованиях, инженерной практике при исследовании процес-
сов в производстве строительных материалов и изделий широ-
кое распространение получил экспериментальный метод иссле-
дования.
Его сущность заключается в следующем.
На первом этапе выявляется проблема, формулируются
цель и задачи для решения данной проблемы.
На основании всестороннего изучения априорной инфор-
мации создается модель аппарата или машины, в которой пред-
полагается осуществить изучение процесса.
Определяется одна либо несколько независимых функций оп-
тимизации, например, производительность Y} — Q аппарата,
удельный расход Y2 — q энергии, затрачиваемой на производство
единицы готового продукта; Y3 — S' качество готового продукта.
38
В ходе поисковых экспериментов выявляются факторы
xl...xi, влияющие на формирование функций отклика Yr..Y;;
определяются уровни факторов и область проведения экспери-
ментов; затем отсеиваются незначимые факторы и выбирается
план проведения экспериментов.
По результатам экспериментов получается уравнение рег-
рессии вида
п	п	п
Y = b + a^xt. + ах У^х.х. + а3 .	(2-40)
i=l	ij=1	«=1
На основании уравнения регрессии (2.40) строятся множе-
ство графических зависимостей Y = /(х,..дс{), с помощью ко-
торых осуществляется оптимизация функции Y = /(^...х.) в
соответствии с поставленной целью.
Анализ величины коэффициентов и знаков перед членами
уравнения (2.40) позволяет выявить как количественное, так и
качественное влияние каждого из факторов х; и эффектов их
взаимодействия х;х;- на формирование функции отклика.
Несомненным преимуществом экспериментального метода
является то, что без наличия аналитических дифференциальных
уравнений, описывающих исследуемый процесс, возможно ис-
следовать множество факторов, влияющих на процесс, не вни-
кая в физику происходящих явлений, получить эмпирическое
выражение в виде уравнения регрессии, которое учитывает
влияние всех исследуемых факторов на происходящий процесс.
Недостатком этого метода является то, что полученные ре-
зультаты являются частными, относятся только к исследуемому
процессу и не могут быть распространены на условия, отличные
от тех, для которых они получены.
39
Глава 3. ИЗМЕЛЬЧЕНИЕ
3.1.	Термины, определения, классификация
Измельчение - процесс последовательного уменьшения раз-
мера исходного куска материала под воздействием внешних на-
грузок, превышающих силы межмолекулярного сцепления в
куске измельчаемого материала.
Процесс измельчения сопровождается уменьшением размера
частиц и многократным увеличением поверхности измельчаемо-
го материала, что позволяет резко повысить качество строи-
тельных материалов и изделий, получаемых из измельченного
материала.
Измельчение характеризуется степенью измельчения i, ко-
торая определяется соотношением средневзвешенного размера
Dc куска исходного материала к средневзвешенному размеру
dc частиц материала после измельчения:
i-Dcldc.
(3-1)
В зависимости от размера частиц материала, получаемого
после измельчения, процесс измельчения подразделяется на
дробление — размер частиц готового продукта более 5 мм и по-
мол — размер частиц менее 5 мм.
Процесс дробления осуществляется в дробилках: щековых,
конусных, роторных, молотковых., валковых, бегунах. Степень
измельчения при дроблении достигает 50.
Процесс помола осуществляется в мельницах: шаровых ба-
рабанных, тарельчато-валковых, роликово-маятниковых, аэро-
бильных, вибрационных, бисерных, центробежных, струйных.
Степень измельчения при помоле превышает 1000.
В зависимости от размера кусков готового продукта дробле-
ние (табл. 3.1) подразделяют на крупное, среднее, мелкое; помол
- на грубый, средний, тонкий, сверхтонкий.
40
Таблица 3. J
Стадии процесса измельчения
Стадии	Размер, мм	
	до измельчения	после измельчения
Дробления крупного среднего мелкого Помола грубого среднего тонкого сверхтонкого	1500-500 300-100 100-40 20-100 5-50 1,0-10 0,1-1,0	350-100 100-40 40-5 6-2 1-0,5 0,1-0,01 < 0,001
В зависимости от характера и направления действия внешних
сил на кусок материала процесс измельчения осуществляется
следующими способами (рис. 3.1): раздавливанием, истиранием,
раскалыванием, ударом, резанием.
Рис. 3.1. Способы измельчения материала:
а) раздавливание; б) истирание; в) раскалывание; г) удар; д) резание.
При раздавливании (рис. 3.1, а) измельчение осуществляется
под воздействием статических усилий сжатия между рабочими
органами машины, в результате чего в материале создаются на-
пряжения, превышающие предел прочности на сжатие. Такой
режим измельчения характерен для щековых дробилок с про-
стым движением щеки.
41
При истирании (рис. 3.1, б) разрушение материала происхо-
дит под воздействием напряжений сдвига, которые превышают
касательные напряжения в материале. Истирание в комбинации
с раздавливанием используется в конусных и валковых дробил-
ках, шаровых барабанных и тарельчато-валковых мельницах.
При раскалывании (рис. 3.1, в) материал измельчается под
воздействием изгибающих напряжений, возникающих в куске
материала, находящемся между зубьев рабочих органов маши-
ны. Такой режим измельчения используется в зубчато-валковых
дробилках.
При ударе (рис. 3.1, г) в куске материала вследствие им-
пульсной ударной нагрузки возникают напряжения, превы-
шающие предел прочности на сжатие, в результате чего матери-
ал разрушается. Такой режим измельчения характерен для дро-
билок ударного действия, дезинтеграторов, струйных мельниц.
Различают стесненный и свободный удар.
При стесненном ударе материал находится в замкнутом объ-
еме (ступа) и по нему наносится удар рабочим органом машины.
При свободном ударе материал сталкивается с рабочим орга-
ном машины (билами роторной дробилки), его разрушение про-
исходит вследствие удара о рабочий орган машины, при столк-
новении разлетающихся кусков друг от друга, столкновении с
отражательными плитами, а также при внецентренном ударе
разрушение под воздействием центробежных сил.
При резании (рис. 3.1, д) возникают напряжения сдвига в ма-
териале, расположенном между острыми режущими кромками
рабочего органа машины. Такой способ применяется при из-
мельчении пластичных материалов. Например, измельчение
глины в стругаче.
Чаще всего в дробилках и мельницах применяется комбини-
рованный способ измельчения: например, раздавливание с рас-
калыванием и истиранием.
В зависимости от состояния измельчаемого вещества из-
мельчение осуществляется сухим и мокрым способом.
При сухом способе измельчения производительность маши-
ны вдвое ниже, чем при мокром, а удельный расход энергии
вдвое выше.
42
Вследствие этого применение мокрого способа предпочти-
тельнее. Однако способ измельчения определяется требования-
ми технологического процесса и свойствами измельчаемого ма-
териала. Например, нельзя измельчать клинкер в шаровых бара-
банных мельницах по мокрому способу, т. к. получаемый при
этом цемент прогидратирует, налипнет на шары, футеровку, и
процесс измельчения станет неосуществимым.
Схемы измельчения. Процесс измельчения материалов — один
из самых энергоемких в производстве строительных материа-
лов. В связи с этим основной принцип, который положен в ос-
нову разработки технологической схемы измельчения, - не из-
мельчать ничего «лишнего». Полученный после каждой стадии
измельчения материал подвергается классификации, из него вы-
деляется готовый продукт, либо частицы материала, размер ко-
торых меньше размера частиц материала, получаемого на сле-
дующей стадии измельчения.
Измельчение может осуществляться в одну или несколько
стадий; в открытом или замкнутом циклах.
На рис. 3.2 представлены одностадийные схемы измельчения
(дробления и помола) в открытом (рис. 3.2, а) и замкнутом (рис.
3.2, б - д) циклах измельчения.
Схема открытого цикла измельчения без предварительной и
окончательной классификации измельчаемого материала (рис.
3.2, а) нашла широкое распространение как при дроблении ма-
териалов, так и при помоле, например, в производстве цемента.
Ее преимущество заключается в простоте конструкции и экс-
плуатации. Ее применение возможно лишь в тех случаях, когда
к готовому продукту не предъявляется специальных требований
по качеству измельчения.
Схемы одностадийного измельчения с предварительной
классификацией (рис. 3.2, б) измельчаемого материала и выде-
лением из него фракций, размер которых менее размера частиц
материала, выходящего из измельчителя, наиболее часто приме-
няются при дроблении материалов. Такая схема позволяет сни-
зить удельный расход энергии на дробление и повысить произ-
водительность дробилки.
43
Схема измельчения (рис. 3.2, в), когда исходный материал 1 и
измельченный продукт 6 направляются на один классификатор
5, применяется при дроблении и при помоле. Недостаток такой
схемы заключается в большой металлоемкости и повышенном
износе классификатора 5, т. к. его производительность вдвое
больше производительности измельчителя 2.
Наибольшее распространение получила схема, представлен-
ная на рис. 3.2, г. В этом случае исходный материал 1 без пред-
варительной классификации подается в измельчитель 2 (дро-
билку или мельницу) , измельченный продукт б направляется в
классификатор (грохот, сепаратор) 5, готовый продукт 3 направ-
ляется на склад или следующую технологическую операцию, а
крупный продукт 4 возвращается на доизмельчение. По такой
схеме осуществляется дробление горных пород при производст-
ве щебня, а также помоле сырьевой шихты и клинкера в це-
ментном производстве. В данном случае, регулируя параметры
работы классификатора, можно получать готовый продукт с
требуемыми технологическими параметрами.
Схема, представленная на рис. 3.2, д, наиболее сложная и до-
рогостоящая в сравнении с предыдущими, однако она позволяет
получить два продукта. Первый продукт 3 более высокого каче-
ства с меньшим размером частиц. И второй продукт 7 с боль-
шим размером частиц материала. Такая схема измельчения при-
меняется как при дроблении при производстве щебня, так и при
помоле в производстве цемента.
На рис. 3.3 представлены двухстадийные схемы измельчения
в открытом (рис. 3.3, а) и замкнутом циклах измельчения (рис.
3.3, б -д').
Такие схемы измельчения наиболее широко применяются
при дроблении в производстве щебня, когда на первой стадии
дробления используется щековая дробилка, а на второй — конус-
ная или дробилка ударного действия (роторная), а также при
помоле сырья в цементном производстве, когда на первой ста-
дии используется мельница «Гидрофол», либо «Аэрофол», а на
второй - шаровая барабанная мельница.
Рис. 3.2. Одностадийные схемы измельчения:
а) - в открытом цикле; б), в), г), д) - в замкнутом цикле; 1 - исходный материал; 2 - измель-
чение; 3, 7 - готовый продукт; 4 - закупленный продукт; 5 - классификация, сортировка, 6
измельченный продукт.
45
44
Рис. 3.3. Двухстадийные схемы измельчения:
а) -к открытом цикле измельчения: б), в), г), д) - в замкнутом цикле измельчения; 7 - исход-
ный продукт; 2 ~(1) -первая стадия измельчения; 3 -полупродукт; 4 - (11) -вторая стадия измель-
чения: 5 ПН. IV] - гпохочение. классификация: 6- закпчпненный ппопукт: 7 - готовый ппопчкт.
46
Оценить достоинства и недостатки этих схем по аналогии со
схемами, представленными на рис. 3.2, предоставляем Вам.
3.2.	Закономерности процесса измельчения
Процесс измельчения материала зависит от многих факторов:
физико-механических свойств измельчаемого материала, разме-
ра и формы куска, дефектов структуры материала, прочности,
твердости, влажности, а также от конструкции и формы рабочих
органов, характера действующих нагрузок.
В настоящее время не существует аналитических уравнений,
описывающих сложный процесс измельчения.
Известно множество полуэмпирических выражений, позво-
ляющих рассчитать работу, либо энергию, расходуемую на из-
мельчение материала; посредством коэффициентов, входящих в
уравнение, учитываются в каждом конкретном случае особен-
ности того или иного материала и конструктивные особенности
измельчителя.
Одним из первых П. Риттингер (1867г.) выдвинул гипотезу
о том, что энергия, затраченная на измельчение, прямо пропор-
циональна вновь образованной поверхности измельчаемого ма-
териала. Этот закон принято называть законом поверхностей.
E = ks(S2-Si) = ks^S,	(3.2)
где , S2 — поверхность материала до и после измельчения, м2;
ks — коэффициент пропорциональности, Н-м/м2.
Это уравнение может быть записано в виде:
£ = ks
(3-3)
где Dcp, dcp - средняя крупность кусков до и после измельчения, м.
47
В 1874 г. В.А. Кирпичев, а затем Ф. Кик в 1885 г. сформули-
ровали гипотезу о том, что расход энергии на измельчение куска
материала пропорционален изменению объема. Этот закон при-
нято называть законом объемов.

(3-4)
где ДК - деформированный объем разрушенного куска мате-
риала, м3; kv - коэффициент пропорциональности, Н-м/м3.
Закон объемов можно записать в виде:
Е V. Mt
__1 __ __1 _ ___1
е2 ~ v2 ~ м2 ’
(3-5)
Энергия, затрачиваемая на измельчение геометрически по-
добных и однородных материалов, изменяется пропорционально
объемам и массам измельчаемых материалов.
В 1950 г. Ф. Бонд на основании многочисленных экспери-
ментов выдвинул гипотезу о том, что энергия, затрачиваемая на
измельчение, пропорциональна среднегеометрическому произ-
ведению объема V и поверхности 5 куска измельчаемого
материала.
E = kB^V -S ,	(3.6)
где кв — коэффициент пропорциональности, Н-м/м2,5.
Уравнение (3.6) может быть записано в виде:
E = kB^dJ = kBd*'s.	(3.7)
Закон измельчения Ф. Бонда предполагает, что в первый мо-
мент измельчения, когда в куске материала образуются трещи-
48
ны, подводимая энергия прямо пропорциональна объему dЕ 2
куска материала, а в последующем, когда энергия концентриру-
ется на поверхности и в устье зрещины, энергия пропорцио-
нальна вновь образованной поверхности d2 .
В 30-е годы П. Ребиндер предложил свою интерпретацию
объединенного закона измельчения — энергия, расходуемая на
измельчение куска материала, пропорциональна вновь образо-
ванным объему AV и поверхности AS
E = k,EV + k2ES.	(3.8)
Анализ уравнения (3.8) показывает, что оно объединяет пер-
вые два закона измельчения и из него, при определенных усло-
виях, можно получить уравнения (3.2) и (3.4).
При крупном дроблении, когда приростом удельной поверх-
ности ДА можно пренебречь, т. е. AS —> 0 , уравнение (3.8)
примет вид (3.4). А при помоле, когда AS —> шах , а
АП —> min, уравнение (3.8) примет вид (3.2).
Практическое применение уравнения (3.8) ограничено ввиду
трудности определения величины коэффициентов kt и к2, ко-
торые различны для разных материалов и условий процесса из-
мельчения.
В зависимости от размера куска измельчаемого материала
все законы измельчения можно записать в виде:
Е = ksD2 - закон Риттингера,
Е = kyD2, - закон Кирпичева,	(3.9)
Е = kBD2S - закон Бонда,
Е = ksD2 + kyD2, - закон Ребиндера.
49
3.3.	Дробление
Существует несколько способов измельчения материала, ко-
торые отличаются видом энергии, превращаемой в работу из-
мельчения, к ним относятся: механический, пневматический,
электрогидравлический, электроискровой импульсный, электро-
термический, аэродинамический, ультразвуковой.
Наибольшее распространение в производстве строительных
материалов получили: механический способ измельчения, кото-
рый используется в дробилках и мельницах, и аэродинамиче-
ский, используемый в струйных мельницах.
Существенным отличием дробилок от мельниц, в которых
осуществляется механический способ измельчения, является то,
что в дробилках между рабочими органами всегда имеется за-
зор, заполняемый измельчаемым материалом (щековые, конус-
ные, валковые, роторные дробилки) при работе и остающийся
свободным на холостом ходу; в мельницах на холостом ходу
или в статике рабочие органы соприкасаются друг с другом
(шаровые, стержневые, тарельчато-валковые, вибрационные и
другие) и отделяются друг от друга слоем измельчаемого мате-
риала в процессе работы.
Дробилки применяют для получения кусковых материалов,
например, щебня, либо в качестве первой стадии измельчения
для последующего помола в мельницах.
В зависимости от конструктивных особенностей и характера
процесса измельчения дробилки подразделяются на щековые,
конусные, ударного действия.
Рассмотрим особенности процесса измельчения и взаимодей-
ствия рабочих органов дробилок с измельчаемым материалом в
указанных дробилках.
3.3.1	Дробление в щековых дробилках
В зависимости от характера движения подвижной щеки, ще-
ковые дробилки подразделяются на две большие группы: на ще-
ковые дробилки с простым (рис. 3.4, а) и щековые дробилки со
сложным движением (рис. 3.4, б) подвижной щеки.
50
У щековых дробилок камера дробления в поперечном сече-
нии имеет клиновидный профиль большим основанием В (рис.
3.4) направленный вверх, а меньшим b вниз.
2
Рис. 3.4. Схемы щековых дробилок:
а) - щековая дробилка с простым движением щеки; б) - щековая дро-
билка со сложным движением щеки; /, II - крайние положения под-
вижных щек; I — неподвижная щека; 2 — подвижная щека: 3 - ось под-
веса щеки; 4 - эксцентриковый вал.
Отличительной особенностью щековых дробилок с простым
движением щеки является то, что подвижная щека 2 совершает
качательные движения относительно оси 3 подвеса. При этом
каждая точка, принадлежащая поверхности подвижной щеки 2,
перемещается по дуге. Вверху рабочей камеры на уровне верх-
ней части неподвижной щеки 1 (рис. 3.4, а) точка А при движе-
нии подвижной щеки 2 из положения I в положение II (точка А *)
по горизонтали перемещается на величину O,1S, а по вертикали
па 0,01 S, в нижней точка С, соответственно, на S и 0,35. Из этого
следует, что в процессе дробления преобладают раздавливаю-
щие нагрузки (около 80 %) и только 20 % составляют истираю-
щие нагрузки.
В связи с этим щековые дробилки с простым движением под-
вижной щеки преимущественно используют на первой стадии
51
дробления для измельчения крупных кусков горных пород с
пределом прочности на сжатие более 250 МПа.
У щековых дробилок со сложным движением подвижная ще-
ка 2 (рис. 3.4, о) подвешена на эксцентриковом валу 4. При вра-
щении эксцентрикового вала 4 каждая точка, принадлежащая
поверхности подвижной щеки 2, за один полный цикл соверша-
ет движение по замкнутой эллиптической траектории.
В верхней части рабочей камеры точка А на поверхности
подвижной щеки 2 в горизонтальном направлении перемещает-
ся на величину 1.5S, а в вертикальном на величину 2,5S, в ниж-
ней части точка С, соответственно, на величину S и 3S. Таким
образом, в этой дробилке преобладают истирающие нагрузки,
которые в 2,5-3 раза больше, чем раздавливающие. Дробилки со
сложным движением подвижной щеки устанавливают на после-
дующих стадиях дробления.
Процесс измельчения в щековых дробилках осуществляется
при сближении щек, переходе подвижной щеки из положения I
в положение II, а при возвращении подвижной щеки из положе-
ния II в положение I совершается холостой ход, осуществляется
разгрузка рабочей камеры дробилки. Наличие холостого хода у
щековых дробилок является главным их недостатком, в резуль-
тате чего производительность дробилок снижается вдвое и
вдвое возрастает удельный расход энергии.
Основными кинематическими параметрами, характеризую-
щими процесс дробления в щековой дробилке, являются угол а
захвата, частота вращения п приводного вала и ход S подвиж-
ной щеки.
Угол а захвата — это угол между касательными 1 и 2 (рис.
3.5, ci), проведенными через А и С, контакта куска измельчаемо-
го материала с поверхностью футеровочных плит подвижной и
неподвижной щек дробилок.
Главное условие дробления куска материала в рабочей камере
щековой дробилки, у которой разгрузочное отверстие меньше
загрузочного, заключается в том, чтобы при максимальном
сближении щек (положение II, рис. 3.4) кусок материала не вы-
52
талкивался вверх. Такое условие выполняется при определенной
величине угла а захвата.
Рис. 3.5. Расчетные схемы щековой дробилки:
а) - к определению угла захвата; б) - к определению частоты враще-
ния вала.
Рассмотрим схему действия сил на кусок материала, находя-
щийся в рабочей камере щековой дробилки (рис. 3.5, а). Помимо
силы веса G, в точках А и С действуют силы сжатия Р2 и Р/,
направленные перпендикулярно к плоскости плит, и силы зре-
ния fP{ и /Р2 ( f - коэффициент трения).
Кусок материала находится в равновесии, т. е. не выталкива-
ется вверх, если выполняется следующее условие:
х = Р{ - Р2 cos а - fP2 sin а - 0;
У j.’ = -fPA — /P2coscr + jP2sincr = 0.
(3.10)
(З.П)
Силой G веса куска материала пренебрегаем, поскольку она
несущественна в сравнении с силами Pt и Р2 сжатия.
Учитывая, что коэффициент трения f равен тангенсу угла
з рения, т.е. f = tg(p, решая уравнение (3.11) получим:
53
tga < 2tg<p /(1 - tg2<p),	(3.12)
откуда
a <2tp.	(3.13)
В соответствии с (3.13) угол а захвата должен быть меньше
двойного угла трения.
Для большинства материалов, измельчаемых при производ-
стве строительных материалов, коэффициент трения составляет
0,2 < f <0,3	, а 12° <<р<16°40'	, следовательно,
24° <а <33°20' . На практике а принимают в пределах
18° <а <22°.
Если а > 2(р, происходит вылет куска измельчаемого мате-
риала из рабочей камеры дробилки.
Условие (3.13) не гарантирует того, что кусок материала раз-
дробится при первом его сжатии в рабочем пространстве дро-
билки. В течение нескольких циклов сжатия на куске измель-
чаемого материала скалываются выступы и острые грани, и ко-
гда площадь его контакта с дробящими плитами станет макси-
мальной - происходит его раскалывание как минимум на две, а
чаще большее количество частей. Чем меньше угол СС захвата
дробилки, тем больше ее производительность и выше степень
измельчения.
Относительная производительность щековой дробилки по
предложению Ф. Бонда может быть рассчитана так:
ka-Qa/Q22O =1 + 0,025(22°-а),	(3.14)
где Qa _ производительность при угле СС ; Q - производи-
тельность при угле 22°.
Теоретическая объемная производительность Qv щековой
дробилки, исходя из расчетной схемы (рис. 3.5, б), равна:
54
Qv=kpVn,
(3-15)
где к p - коэффициент разрыхления материала, находящегося в
рабочей камере дробилки, 0,25+0,7; V - объем материала, вы-
падаемого из камеры дробилки за один оборот вала, м3; п — час-
тота вращения вала, с1.
Или с учетом конструктивных параметров дробилки
Qv = кpndcsL! tga,	(3.16)
где dr — средний размер куска измельченного материала, м; s -
ход подвижной щеки, м; L — длина рабочей камеры, м.
Обобщенной формулой для расчета объемной производи-
тельности для разных типоразмеров щековых дробилок является
следующая формула:
Qv — 30 KescpnbL(B + b)Dcctga,	(3.17)
где К — коэффициент, учитывающий типоразмер дробилок; для
дробилок мелкого дробления К=1, для дробилок крупного дроб-
ления К=1,6; с - учитывает кинематику движения подвижной
щеки, для дробилок со сложным движением подвижной щеки
с=1, с простым с=0,84; Dc - средний размер загружаемого куска
материала, м.
Частота вращения вала определяется из условий, когда из ра-
бочей камеры дробилки (рис. 3.5, б) за половину оборота выпа-
дает призма измельчаемого материала объемом V.
Из этих условий
п = 0,5-jg  tga 12s ,	(3 18)
где n — частота вращения вала, с'; g — ускорение свободного па-
дения, g=9,81 м/с .
55
Исходя из (3.18), частота вращения не зависит от размеров
входного отверстия щековой дробилки, однако практикой доказа-
но, что параметры загрузочного отверстия существенно влияют на
режим процесса дробления, и, в том числе, на частоту вращения
вала, а, следовательно, на частоту качаний подвижной щеки.
Известна зависимость S—0,054В, с учетом этого, для
tg22°=0,4 имеем
п = 182,6/71? .
(3.19)
При таком (3.19) соотношении п и В эффективность процесса
дробления в щековых дробилках максимальная, т. е. при макси-
мальной степени измельчения i достигается максимальная про-
изводительность Qv.
На рис. 3.6 представлены характеристики эффективности
процесса дробления в щековых дробилках с простым движени-
ем щеки. По оси ординат приведен суммарный остаток R на си-
те, через которое прошли 90 % дробимого материала, а по оси
абсцисс отношение размера среднего куска d, измельченного
материала к ширине Ъ выходной щели дробилки (dr/h), характе-
ризующее крупность готового продукта.
Рис. 3.6. Графическая зависимость R = f(dc lb):
1, 2, 3 — соответственно, материалы твердые, средние, мягкие.
56
Очевидно, что в процессе дробления материала в одной и той
же щековой дробилке при равной крупное™ кусков материала,
подаваемых в дробилку, в случае дробления твердых пород (RC3K
> 250 МПа) в готовом продуете преобладают более крупные
куски (рис. 3.6, 7), при дроблении пород средней прочности
(рис.3.6, 2), доля крупных кусков меньше, а при дроблении мяг-
ких пород (RCM. <150 МПа), доля крупного материала в готовом
продукте минимальная (рис. 3.6, 3).
Например, при d(/b, равной 0,4, выход готового продукта при
дроблении твердых материалов составляет около 20 % (рис. 3.6,
7), средней твердости — 35 % (рис. 3.6, 2), мягких — 44 % (рис.
3.6, 3).
При уменьшении степени измельчения вдвое, например, при
dg/b, равном 0,8, характеристика процесса измельчения изменя-
ется, производительность дробилки возрастает; для твердых ма-
териалов выход готового продукта с 20 % возрастает до 47 %
(рис. 3.6, 7), средней твердости с 35 % до 60 % (рис. 3.6, 2), мяг-
ких - с 44 % до 72 % (рис. 3.6, 3).
При увеличении соотношения dg/b до 2 эффективность про-
цесса измельчения по заданному классу для данной дробилки
приближается к нулю, т.е. степень измельчения i также прибли-
жается к нулю.
Из графических зависимостей N=f(B), представленных на
рис. 3.7, различными фирмами-производителями щековых дро-
билок следует, что для однотипных дробилок, характеризуемых
шириной В загрузочного отверстия, эффективность процесса
дробления колеблется в пределах 10-15 %.
Установлено, что производительность дробилки, а, следова-
тельно, и эффеетивность процесса измельчения пропорциональ-
ны величине потребляемой мощности N при измельчении с оди-
наковыми физико-механическими характеристиками и крупно-
стью исходного продукта.
Эффеетивность процесса дробления — у дробилок с размера-
ми загрузочного отверстия 900x1200 мм; 1200x1500 мм фирмы
«Драгон» и «Волгоцеммаша» (рис. 3.7, 7 и 2). Меньшей эффек-
тивностью процесса измельчения обладают дробилки фирмы
«Вед аг».
57
Рис. 3.7. Влияние ширины В загрузочного отверстия на потреб-
ляемую мощность N щековой дробилки:
I - по данным «Волгоцеммаша»; 2 — фирмы «Драгон»; 3 — фирмы
«Аллис-Чалмерс»; 4 - фирмы «Ведаг»; 5 - расчетная зависимость; б -
по данным Выксунского завода дробильного оборудования.
Для понимания процесса дробления в щековых дробилках с
различной кинематикой движения подвижной щеки введем
обобщающий критерий - эквивалентный ход сжатия, равный
среднему ходу подвижной щеки: Scp-(x3-xi), где х и х, - ход под-
вижной щеки в верхней и нижней частях камеры дробления.
Исследованиями установлено, что при увеличении эквива-
лентного хода сжатия Scp (рис. 3.8, а) производительность щеко-
вых дробилок с простым и сложным движением щеки всегда
увеличивается. Степень дробления i также всегда увеличивается
(рис. 3.8, б) с увеличением хода сжатия x/d в нижней части ка-
меры дробления. Следует обратить внимание на то, что в щеко-
вых дробилках, при прочих равных условиях, степень измельче-
ния i зависит не только от размера b выходной щели, но и от хо-
да сжатия S в нижней части камеры дробления.
58
Рис. 3.8. Зависимости Q~f(s) - а) и i=f(b/d) - б):
1 - шековая дробилка с простым движением подвижной щеки; 2 - ще-
ковая дробилка со сложным движением подвижной щеки.
В ходе всестороннего анализа процесса дробления материа-
лов в щековых дробилках с простым и сложным движением
подвижной щеки установлено, что при одинаковых Scp и х эф-
фективность дробления у дробилок с простым движением щеки
ниже, чем у дробилок со сложным движением щеки (рис. 3.8).
Производительность, отнесенная на единицу среднего хода, ни-
же на 15 %, а степень дробления, отнесенная к единице хода в
нижней части рабочей камеры, ниже на 25 %. Однако, при зна-
чительных увеличениях 8/р и х технологические параметры
(производительность Q, степень дробления z) щековых дробилок
с простым движением щеки резко возрастают. При правильно
выбранных режимах процессов дробления дробилка с простым
движением щеки может иметь производительность, равную
производительности дробилки со сложным движением щеки
того же типоразмера, обладая при этом более высокой степенью
дробления.
Многолетний опыт эксплуатации дробилок показал, что наи-
более целесообразно дробилки с простым движением щеки ис-
пользовать в основном для крупного дробления высокопрочных
и абразивных материалов, со сложным движением щеки - для
среднего и мелкого дробления материалов средней прочности.
Анализ графической зависимости Q=f(RCM), имеющей линей-
ный характер, дает основание сделать очень важный вывод - у
59
щековых дробилок с уменьшением угла захвата (рис. 3.9, /)
производительность (эффективность процесса дробления) воз-
растает, причем чем выше прочность дробимого материала, тем
больше прирост производительности. Например, при /<.„,=240
МПа и <Z=22°30' £2=21 м3/ч, а при ог=19°30' £7=25 м3/ч, т. е. воз-
росла на 19 %. А при Асж.=350 МПа и соответственном умень-
шении угла а захвата производительность Q дробилки возрас-
тает с 12 до 21,5 м3/ч, т. е. на 79 %.
Рис. 3.9. Зависимость Q=f(RC№)-
1 - угол захвата а = 19°30'; 2 - угол захвата а = 23°30'
На основании этого считают, что оптимальный угол захвата,
при котором достигается максимальная эффективность процесса
дробления в щековых дробилках, составляет 18-19° как для дро-
билок со сложным движением подвижной щеки.
Ход подвижной щеки в верхней Se и нижней S„ части рабочей
камеры дробления должны обеспечивать интенсивный процесс
дробления по всей высоте рабочей камеры. Установлено, что
максимальные Q и i при минимальном удельном расходе энер-
гии достигаются при следующих величинах хода подвижной
щеки: для дробилок с простым движением щеки 5„=8+0,26Л;
S’,,=(0,01=0,03)В; для дробилок со сложным движением щеки
5„=7+0,lZ>; У,=(0,06-Н),03)В.
60
У дробилок, работающих с регулируемой шириной входной
щели, ход сжатия в нижней части камеры дробления определя-
ется по наименьшей величине ширины выходной щели.
На практике каждой величине ширины b выходной щели со-
ответствует определенная частота вращения эксцентрикового
вала, при которой достигается максимальная эффективность
процесса дробления. Установлено, что для 40 мм < b < 200 мм, п
= 475—26, мин1. При увеличении или уменьшении п эффектив-
ность процесса дробления уменьшается.
3.3.2.	Дробление в конусных дробилках
Процесс дробления в конусных дробилках осуществляется
раздавливанием, раскалыванием, изломом, истиранием в рабо-
чей камере, образованной между неподвижным / (рис. 3.10) и
подвижным 2 конусами при последовательном перемещении
зоны дробления по окружности неподвижного конуса. Дробле-
ный материал разгружается под действием собственного веса
через выходную щель, которая имеет максимальную ширину Ь.
В отличие от щековых дробилок в конусных процесс дробления
и разгрузки осуществляется непрерывно и одновременно.
При смыкании конусов ширина разгрузочной щели становит-
ся минимальной, равной Ьо- Ход подвижного конуса равен экс-
центриситету s=e, следовательно, bo=b-s. Максимальный размер
куска материала, подаваемого в загрузочное отверстие, прини-
мают равным Dmav=0,85B.
Основными параметрами конусных дробилок определяющи-
ми режим и эффективность процесса дробления являются: угол
захвата; частота вращения (качения) подвижного конуса; диа-
метр, эксцентриситет и ход подвижного конуса; усилие дробле-
ния и потребляемая мощность.
Угол захвата а. Угол захвата конусных дробилок - это угол
между образующими неподвижного и подвижного конусов.
Угол о\ наклона образующей неподвижного конуса на практи-
ке принимается равным 17 10', а подвижного tz2 = 9°30'.
61
Рис. 3.10. Схема измельчения в конусной дробилке крупного
дробления:
1 — неподвижный конус; 2 - подвижный конус; 3 - ось вертикального
вала; 4 - ось подвижного конуса; 5 — коническая пара привода.
а = 6Z] +	= 26°40'.
(3.20)
Это соответствует углу зрения ^ = 13°20' или коэффициен-
ту трения/< 0,24.
Диаметр нижней части подвижного конуса принимается рав-
ным (м):
DK = (1,35В+ 0,45) ±0,1.
(3.21)
Эксцентриситет дробилки определяют по формуле (мм):
е = 8,3В + 8,5.
(3.22)
Частота качаний и подвижного конуса (мин1):
62
« = 190 - 605,
или
(3.23)
« = 240/725 + 1.
Установочная мощность электродвигателя рассчитывается по
формуле (кВт):
Nd = 36D2en .	(3.24)
На энергетические и технологические параметры процесса
дробления в конусных дробилках существенное влияние оказы-
вают: профиль камеры дробления и кинематика рабочих орга-
нов, которые должны обеспечивать заданную производитель-
ность, требуемый гранулометрический состав дробленого мате-
риала; исключение выбрасывания из рабочей камеры кусков
дробимого материала.
В соответствии с принятой схемой процесса дробления в ко-
нусной дробилке за каждый оборот подвижного конуса кусок
материала (рис. 3.8) уменьшается на размер полного хода под-
вижного конуса в рассматриваемом сечении. Приняв за основу
такую схему дробления, можно аналитически рассчитать произ-
водительность конусной дробилки.
Теоретическая объемная производительность дробилки опре-
деляется по формуле, м3:
Q =	— B)(bo + е)еп / tga,	(3.25)
где (1 — коэффициент разрыхления измельчаемого материала,
/7 =0,45; D„ — диаметр основания неподвижного конуса, м.
Формула (3.25) получена только на основании учета конст-
руктивных параметров дробилки и не учитывает особенностей
процесса дробления, поэтому она при практических расчетах
дает достаточно большие погрешности. Однако она позволяет
анализировать процесс дробления материала в конусных дро-
63
билках. На основании анализа зависимости (3.25) можно сделать
следующие выводы.
Эффективность дробления зависит от крупности кусков ма-
териала, подаваемых в дробилку; в верхней части камеры дроб-
ления, ввиду малой величины хода подвижного конуса и нали-
чия большого количества дефектов структуры в кусках мате-
риала (трещины, раковины, включения мягких материалов и
т.п.) процесс дробления осуществляется неэффективно.
Крупные куски материала многократно захватываются меж-
ду дробящими конусами, прежде чем происходит их разруше-
ние. В результате этого рабочая камера по вертикали не запол-
няется материалом, что в целом приводит к существенному
снижению производительности дробилок. В ходе промышлен-
ной эксплуатации конусных дробилок установлено, что рабочая
камера, ввиду зависания крупных кусков в верхней части, за-
полняется только на 25-35 % измельчаемым материалом.
Уменьшение угла а захвата в нижней части рабочей камеры
конусной дробилки за счет придания криволинейного очертания
футеровке позволяет увеличить ее производительность. За счет
этого удается увеличить коэффициент заполнения рабочей ка-
меры дробилки, ее производительность возрастает до 20 %.
Одним из вариантов повышения эффективности процесса
дробления является работа конусной дробилки под завалом. Это
также позволяет увеличить производительность дробилки до 20
% за счет увеличения коэффициента заполнения рабочей каме-
ры. Объясняется это тем, что над загрузочным отверстием дро-
билки находится до 20 т материала. В результате его ворошения
в загрузочное отверстие проникают куски материала, которые
сразу поступают в среднюю незаполненную часть рабочей ка-
меры.
Производительность дробилки, а следовательно, эффектив-
ность процесса дробления пропорциональна угловой скорости
подвижного конуса. С увеличением частоты вращения подвиж-
ного конуса меняются условия процесса дробления: увеличива-
ется кинетическая энергия вращающихся масс, участвующих в
процессе дробления, следовательно, динамические процессы
64
разрушения материала в стопорных режимах протекают более
интенсивно. Однако, следует иметь в виду, что существенное
увеличение частоты вращения подвижного конуса в сущест-
вующей конструкции дробилки приведет к повышению нагру-
зок в узлах трения, а, следовательно, и снижению ее эксплуата-
ционной надежности. Поэтому необходимо выбирать оптималь-
ную величину частоты вращения подвижного конуса, при кото-
рой не произойдет существенных изменений нагрузок в опорно-
ходовой части привода дробилки.
Очевидно, что с увеличением ширины разгрузоч-
ной щели при равном размере исходного материала
производительность конусной дробилки возрастает.
Например, при размере куска исходного материала,
равном 650 мм, и ширине разгрузочной щели, равной
300 мм (рис. 3.11, 7), производительность дробилки
равна 5000 т/ч, а при ширине щели b = 17 мм (рис.
3.1 1) - 2200 т/ч, т. е. при увеличении степени из-
мельчения с 2,11 до 38,23 (в 18,1 раза) производи-
тельность дробилки снижается в 2,27 раза.
Рис. 3.11. Зависимость производительности Q конусной дробилки
крупного дробления от размера кусков материала при различной
ширине разгрузочной щели:
1 - />=300 мм; 2 - />=180 мм; 3 - />=219 мм; 4 - 6=17 мм.
65
Это подтверждает наш вывод о том, что повысить эффектив-
ность дробления можно за счет уменьшения ширины Ь загру-
зочного отверстия, что позволяет повысить коэффициент запол-
нения рабочей камеры, что позволяет при незначительном сни-
жении производительности существенно увеличить степень из-
мельчения материала.
Процесс дробления в конусных дробилках мелкого дробле-
ния отличается от процесса дробления в конусных дробилках
крупного дробления. Это объясняется спецификой работы и
конструктивными особенностями камеры дробления.
Поперечный профиль камеры дробления представлен на
рис. 3.12.
Существенным отличием профиля рабочей камеры является на-
личие зоны параллельности между наружным и внутренним под-
вижным конусами. Вследствие этого в процессе дробления к зоне
параллельности подходит более подготовленный материал, размер
которого на 10 — 15 % больше ширины зоны параллельности.
В зоне параллельности, благодаря ударно-вибрационному
воздействию конусов на измельчаемый материал, происходит
его разрыхление и разрушение. Фракционный состав дроблено-
го материала отличается незначительным количеством мелкой
переизмельченной фракции, содержание которой в готовом
продукте зависит от физико-механических свойств измельчае-
мого материала.
Для получения готового продукта с максимальным выходом
заданной крупности при минимальном расходе энергии необхо-
димо произвести калибровку исходного материала (грохочение),
чтобы обеспечить условия нахождения дробимого материала в
рабочей камере в рыхлом состоянии, что предотвращает запрес-
совку камеры дробления в зоне параллельности и гарантирован-
ный захват дробимого куска в зону параллельности.
На рис. 3.12 представлена схема камеры дробления и графи-
ческая зависимость пропускной способности характерных зон
рабочей камеры при различной ширине разгрузочной щели.
Из графиков следует, что зона дробления забивается, т. е. про-
пускная способность при продвижении материала к зоне парал-
66
лельности резко снижается и в начале зоны параллельности она
минимальная, что создает условия забивания камеры дробления.
Следовательно, входная производительность дробилки не должна
превышать пропускную способность зоны параллельности.
Рис. 3.12. Пропускная способность камеры дробления у конус-
ных дробилок мелкого дробления:
1 - наружный конус; 2 - внутренний конус; 3 - поперечное сечение
камеры дробления; I - длина зоны параллельных конусов; bt, b2, Ъ3 -
ширина разгрузочной щели, Ь, < Ь2< Ь3.
Например, анализ графиков (рис. 3.12) показываег, что при
любой ширине b разгрузочной щели характер зависимости про-
пускной способности камеры дробления не изменяется, пропу-
скная способность рабочей камеры при ширине разгрузочной
щели, равной bt (рис. 3.12, Ь,) снижается с 16 кг/ч до 1,8 кг/ч
перед зоной параллельности. Следовательно, с целью предот-
вращения забивания камеры дробления входная производитель-
ность дробилки (подача исходного материала) не должна пре-
вышать 1,8 кг/ч.
Исключить запрессовку, не снижая существенно входную про-
изводительность, можно за счет' подбора (предварительной клас-
сификации) гранулометрического состава подаваемого на дробле-
ние материала. Суть этого метода сводится к следующему. Круп-
67
ные куски, размер которых больше ширины загрузочного отвер-
стия, при максимальном сближении кусков при входе в камеру
дробления задерживаются. Вследствие этого крупные куски зави-
сают в камере дробления, создавая предпосылки для разрыхленно-
го состояния дробимого материала в камере дробления.
Опыт промышленной эксплуатации показывает, что при со-
держании в исходном продукте до 15 % кусков, крупность кото-
рых больше минимальной ширины загрузочного отверстия,
обеспечивается эффективное ведение процесса дробления без
зависания.
Функции N/Q=f(i) носят экстремальный характер с одной
точкой минимума, т.е. при любой степени измельчения i с уве-
личением производительности Q дробилки удельный расход
энергии сначала снижается до минимального значения, а затем
возрастает. Например, при степени измельчения, равной 13 (рис.
3.13, в) удельный расход энергии снижается с 0,35 до 0,18
кВт-ч/м3, а производительность Q возрастает, соответственно, с
20 до 150 м3/ч. Последующее увеличение производительности Q
до 200 м3/ч при той же степени измельчения, равной i3, приво-
дит к увеличению удельного расхода энергии до 0,2 кВт ч/м3.
Это объясняется тем, что в рабочей камере дробилки одновре-
менно находится большее количество кусков дробимого мате-
риала, увеличивается площадь их контакта с дробящим конусом,
возрастает работа дробления и прямо пропорционально работе
дробления возрастает потребляемая мощность при забивании
камеры дробления и минимальном удельном расходе энергии.
Оптимизация процесса дробления в конусных дробилках
может осуществляться по нескольким параметрам, в частности,
по минимизации удельного расхода энергии, т.е. N/Q-^min. Из
графика (рис. 3.13, в) следует — чем выше степень измельчения i,
тем ниже удельный расход энергии, причем производительность
дробилки снижается незначительно.
Функция N=f(i) - прямолинейная, a N-f(Q) - гиперболиче-
ская. Это очевидно и подтверждается выше сделанными выво-
дами в отношении особенностей процесса дробления в конус-
ных дробилках мелкого дробления.
68
М кВт д/ Л' кВт U / кВт * к/н3
1	2	3	0	100 200	0	100 200
Рис. 3.13. Влияние степени измельчения i и производительности
Q дробилки па ее энергетические показатели:
a) при Q=const; б) N=f(Q) при i=const\ в) N!Q=f(Q) при it<i2<i3.
На рис. 3.14 приведена характеристика крупности готового
продукта для различных типов конусных дробилок. По оси абс-
цисс отложена относительная z крупность кусков дробленого
материала в долях единиц от ширины выходной щели d/b=z, а
по оси ординат — суммарный выход материала по размеру сита,
через которое проходит 95 % кусков готового продукта.
Рис. 3.14. Характеристика крупности продуктов дробления в
конусных дробилках:
/ - ККД; 2 - КРД; 3 - КСД; 4 - КМД.
69
Функции R-f(z) убывающие, близки к прямолинейным. У
любого типа конусных дробилок с увеличением соотношения
d/b доля крупных фракций в готовом продукте возрастает, т. е. R
снижается.
3.3.3.	Дробление в валковых дробилках
Валковые дробилки получили широкое распространение при
дроблении мягких материалов, склонных к налипанию. Измель-
чение материала в них осуществляется между валками, вра-
щающимися навстречу друг другу раздавливанием, раскалыва-
нием и истиранием.
В зависимости от количества валков они бывают одно-, двух-
, трех- и четырехвалковыми. Степень измельчения материалов
средней прочности составляет г-4, а мягких пород при односто-
роннем дроблении достигает 10. Несомненным преимуществом
валковых дробилок является незначительный выход мелких
фракций в готовом продукте вследствие того, что дробление,
как правило, производится однократным раздавливанием куска
материала между валками при его минимальном истирании.
Процесс дробления во многом зависит от конструкции по-
верхности валка, они бывают с гладкой, рифленой, зубчатой,
дырчатой поверхностью. Сочетание дробящих поверхностей
валков может быть самым разнообразным: оба валка гладкие -
применяются для дробления пород средней прочности, ЛСЛ,.<150
МПа; оба валка рифленые — область применения та же; оба вал-
ка зубчатые - применяются для дробления мягких пород,
^с.»<80 МПа; один валок гладкий, другой валок дырчатый -
применяются для измельчения глины; один валок гладкий, дру-
гой рифленый - также применяются при обработке глины и т. п.
Производительность и степень измельчения валковой дро-
билки зависят не только от конструкции валка и ширины щели
между валками, но и также от угла захвата, частоты вращения
валков и усилия дробления.
70
Угол захвата в валковых дробилках — угол между касатель-
ными к поверхности валков, проведенными через точки контак-
та куска дробимого материала с поверхностью валков.
На кусок материала шарообразной формы действуют силы Р
давления обоих валков, проходящие через точки контакта А и В
куска дробимого материала, с валками, направленные по норма-
ли к касательным, проведенным через эти точки, силы трения
fP, а также сила тяжести mg. Силу тяжести, ввиду ее малости, не
учитываем.
Рис. 3.15. Расчетная схема измельчения в валковой дробилке.
Кусок затягивается между валками, вращающимися навстре-
чу друг другу, если выполняется условие:
2Pf cos а > 2Ps\na,
(3.26)
или f > tga , т.к. f = tgcp, то a < <p.
Поскольку /3 = 2a, значит
P <2<p.
Из этого следует, что для осуществления процесса дробления
в валковых дробилках угол /? захвата не должен превышать
двойного угла трения. В противном случае кусок материала не
71
будет затягиваться в щель между валками, а зависнет над ней -
процесс дробления станет неосуществимым.
Размер куска, захватываемого валками, также оказывает су-
щественное влияние на процесс дробления. Исходя из расчетной
схемы (рис. 3.15), можно записать:
((D + d)\ D + b
-------costz =------
I 2 J 2
или (D + d)cosa = D + b.
Разделив обе части уравнения на d и учитывая, что степень
измельчения у валковых дробилок в среднем равна 4, т. е. i =
b/d-0,25, после соответствующих преобразований получим
D _ cos а- 0,25
d 1-coscz
(3.27)
Для материалов, измельчаемых в валковых дробилках, 0,3 < f
< 0,45, а 16 40' < ОС < 24 20'. При таких соотношениях f ,cc,i
имеем:
cos 16°40'-0,25
Did — —-------16°40'— ~	ДЛЯ ПРОЧНЫХ Г|ОРОД> а Д’18 мяг-
ких, соответственно, D / d « 7,5 .
На практике для гладких валков отношение D/d принимается
равным 20, для рифленых - 10, для зубчатых - 2.
Частоту' вращения валков определяют по формуле, предло-
женной профессором Л.Б. Левенсоном:
п = f l(pdD) , с1,	(3.28)
где р - плотность материала, кг/м3.
Из (3.28) следует, что чем больше диаметр валка, диаметр
кусков дробимого материала и его плотность, тем меньше час-
тота п вращения валков и, наоборот, чем меньше коэффициент/
72
трения между кусками материала и валками, тем меньше часто-
та вращения валков.
Для определения максимальной и минимальной частоты
вращения валков предложены следующие эмпирические фор-
мулы (с1):
"„х=2/й;»™„=1/О,	(3.29)
где D — диаметр валка, м.
Усилие дробления, действующее на кусок материала, нахо-
дящийся между валками, равно:
Pcp=R^F^,	(3.30)
где F - площадь, через которую передается усилие Р дробления,
м2; F = LI = LDa / 2 (L - длина валков, м; I - длина дуги на
участке измельчения материала, м; а  угол дуги, рад); р -
коэффициент разрыхления, для прочных пород /7=0,2-0,3; для
глин /7=0,4-0,5.
Для прочных материалов (Z=16°40'; /=0,1450; для мягких
пород <Z=24°20'; /=0,2150.
С учетом этого, среднее значение суммарного усилия дроб-
ления:
для прочных no\ioj\Pcp=0,04RCMLD-,
ДЛЯ МЯГКИХ ПОрОД Рср=0. IRcjkLD.
Производительность дробилки можно вычислить, если про-
цесс дробления представить как движение ленты материала ши-
риной, равной длине L валка, и толщиной, равной ширине b ще-
ли между валками.
Q = nDLhn . м3/с.	(3.31)
Учитывая, что материал из дробилки выходит в разрыхлен-
ном виде, а один из валков перемещается в горизонтальном на-
73
правлении, увеличивая ширину щели до 25 %, то формулу (3.31)
можно записать в виде:
Q - \,257tDLbnpp, т/с,
(3.32)
где 1,25 -- коэффициент, учитывающий увеличение ширины ще-
ли между валками; р - коэффициент разрыхления, учитываю-
щий заполнение шели между валками дробимым материалом,
р =0,4-0,6 для прочных материалов, р =0,4-0,6 для влажных
вязких материалов; р - объемная плотность материала, т/м3.
Графические характеристики R=f(b/d), представленные на
рис 3.16, дают основание сделать следующие выводы в отноше-
нии процесса дробления материала в валковых дробилках.
Рис. 3.16. Характеристика крупности продуктов дробления валко-
вой дробилки:
1 - мягкий материал; 2 - материал средней прочности; 3 - прочный
материал.
Для всего спектра материалов, дробимых в валковых дробил-
ках 80</?г,„...<200 МПа функции R=f(h/d) убывающие, т. е. с уве-
личением зазора b между валками доля крупной фракции в го-
товом продукте возрастает, степень i дробления снижается. На-
пример, для мягкого материала (7?сж=8О МПа), рис. 3.16, 7, при
увеличении соотношения b/d с 0,2 до 1,4 доля мелкой фракции в
готовом продукте снижается с 62 % до 5 %.
74
Эффективность процесса дробления у мягких материалов
выше, чем у прочных. Например, при b/d, равном 0,8, доля мел-
кой фракции в готовом продукте при дроблении мягкого мате-
риала составляет 82 %, а при дроблении прочного материала она
значительно меньше - 40 %.
При дроблении пород средней прочности (RCM = 150 МПа)
график функции N=f(Q) возрастающий, линейный, как для дро-
билки с гладкими, так и для дробилок с зубчатыми валками. Это
очевидно и не требует дополнительных пояснений. Как было
указано выше, процесс дробления в валковых дробилках с зуб-
чатыми валками менее энергоемкий и более эффективный -
производительность зубчатой дробилки, при прочих равных ус-
ловиях, выше, чем у дробилки с гладкими валками. Например,
при производительности зубчатой дробилки 8 м3/ч (рис. 3.17, 2)
потребляемая мощность привода равна 50 кВт, а у дробилки с
гладкими валками она - 89 кВт, т.е. на 78 % выше.
Рис. 3.17. Зависимость потребляемой мощности от производитель-
ности валковой дробилки, N=f(Q)‘.
1 - дробилка с гладкими валками; 2 - дробилка с зубчатыми валками.
Таким образом, при выборе валковых дробилок необходимо
учитывать особенности процесса дробления, осуществляемого с
использованием валков с различной формой их поверхности:
гладкие, ребристые, зубчатые, дырчатые.
75
3.3.4.	Дробление в дробилках ударного действия
Дробилки ударного действия предназначены для среднего и
мелкого дробления пород мягкой и средней прочности: извест-
няка, мела, гипса, доломита, асбеста и др.
Измельчение материала в них происходит за счет удара бил
или молотков быстровращающегося ротора по куску, удара раз-
летающихся частей о футеровку и друг о друга, разрушение
куска между билами, молотками, дробящими плитами и колос-
никовой решеткой.
В зависимости от конструкции ротора дробилки ударного
действия подразделяются на две большие группы: роторные и
молотковые. У роторных била жестко прикреплены к ротору
таким образом, что масса ротора участвует в процессе дробле-
ния, а у молотковых молотки шарнирно подвешены на осях.
Дробилки ударного действия (ДУД) целесообразно исполь-
зовать при дроблении хрупких материалов, в этом случае дости-
гается максимальная производительность и степень измельче-
ния и минимальный удельный расход энергии. При дроблении
мягких пород, наоборот, — производительность и степень из-
мельчения минимальные, а удельный расход энергии макси-
мальный. Это происходит потому, что частицы дробимого мяг-
кого материала налипают тонким слоем (2-3 мм) на била, молот-
ки, футеровку, создавая демпфирующий слой, который гасит
энергию удара.
Рассмотрим физику процесса дробления в дробилках ударно-
го действия.
При попадании дробимого куска под било вращающегося ро-
тора допускаем, что кусок материала, ввиду малой скорости его
движения в сравнении с билом ротора, находится в состоянии
покоя, а движется навстречу ему только било ротора.
Через точку контакта била с куском дробимого материала
проводим касательную к обоим телам. Прямая, перпендикуляр-
ная касательной в точке удара, называется линией удара.
76
Если линия удара проходит через центр тяжести дробимого
куска, такой удар называется центральным, а любой другой -
внецентренным.
При соударении двух тел различают два периода. Первый на-
чинается с момента соприкосновения. Происходит деформация
(сплющивание) куска материала, их сближение достигает мак-
симума, скорость движения обоих тел (куска и била) становится
одинаковой. В этот момент начинается второй период, когда
сплющивание исчезает. Этот период длится до момента расхож-
дения куска и била.
Сила Р удара в первый период возрастает до максимальной
величины, а во время второго периода уменьшается до нуля.
При центральном ударе, если сила удара создает в куске ма-
териала напряжение, превышающее его RC1I,, происходит мгно-
венное разрушение куска на две и более частей. Разлетающиеся
куски дробимого материала ударяются о дробящие плиты и друг
о друга, дополнительно измельчаясь, отлетевшие от дробящих
плит куски снова попадают под воздействие бил.
Если удар внецентренный, кусок дробимого материала начи-
нает вращение относительно собственного центра тяжести, про-
исходит его разрушение под воздействием центробежной силы,
а также в результате последующих ударов о дробящие плиты,
между собой и снова о била ротора.
Импульс силы удара равен:
t
J = \Pdt,
о
где t - время удара.
При прямом центральном ударе уравнение движения била 1 и
куска материала 2 (рис. 3.18) можно записать в виде
mxd2xx /dt2 = — Р,	(3.33)
m2d2х2 /dt2 = Р,	(3.34)
77
где ml,m2 - масса куска и била, соответственно; х},х2 — коор-
динаты тел при ударе; Р - сила удара в контакте тел; в первой
фазе удара Р-Ртах, во второй фазе Р-+0.
В постановке Герца при решении подобной задачи рассмат-
ривается одновременная деформация двух тел. В нашем случае
мы рассматриваем деформацию только куска дробимого мате-
риала, как представлено на схеме (рис. 3.18).
Расстояние от центра куска материала до плоскости била в
момент соприкосновения
Рис. 3.18. Расчетная схема удара била по куску дробимого материала:
/ - било; 2 - кусок материала.
Упругая деформация при ударе
х = R, -1 — Rx + X] - х2.
Решая совместно уравнения (3.33) и (3.34), получим
,2 / > 2	7 2	/ Т 2	IP 1 3- IP J
d xj dt -d х21 dt =-P-d-—_2
m{m2
(3-35)
78
В соответствии с законом Герца
Р = к047,
(3.36)
где ко - коэффициент удара
кп
4р-А2
3l £i
I-A2
Е2
(3.37)

где //],/л2,Ех,Е7 - коэффициенты Пуассона и модули упруго-
сти, соответственно, дробимого материала и била.
Из (3.35) и (3.36) получаем:
md2x/dt2 =-koylx2 ,
(3.38)
где т=т.11П2/(тi+m2)\ d 2x/dt 2—d 2xi/dt 2-d 2X2/dt ".
Начальными условиями для дифференцирования уравнения
(3.38) являются: £=0; х=0; dx/dt= $0 .
d2x d&dx	3<Е9
Так как —— = —-— =-------—, уравнение (3.38) примет вид
dt	dtdx dx
dxd2x
m----— = -к,
dx
,5
(3-39)
Из уравнения (3.39) определим максимальную деформацию
при dx/dt=&.
х
max
(3.40)
Максимальная сила в момент предельного сближения равна
5т V2 Л
< 4ко 2
79
3/5
’	= к х3/2 = к
max о max <

Скорость деформации куска материала
= &<> ll-JLx^
dt \ ° 5т	у 5т&1
(3.41)
(3.42)
Введем в (3.42) безразмерную деформацию х = х/ лп1ах, по-
лучим:
-Т = '9"'/1“(Л/Х™3”2 •	I3-43)
dt
После разделения переменных в (3.43) получим
/=5™[_^==.	(3.44)
& J,/1
о о X х
Численное решение (3.44) дает результат
(3.45)
•Я,
где €7=1,47 - численное значение интеграла в (3.44).
Время удара
r = 2^^L/ = 2,94^-.	(3.46)
ъ -г
80
Введя обозначение безразмерной силы Р = Р / Ртгл , из вы-
ражений (3.36) и (3.41), получим
Р = х3!2.	(3.47)
Используя (3.36), определим коэффициент жесткости систе-
мы как производную по перемещению х от силы Р
— = -кх0'5 или С = 1,5Л х0’5,
dt 3 °
где С - коэффициент жесткости.
~ С
Безразмерный коэффициент жесткости С =-------. Учитывая,
^тах
ЧТО
с = с  Стах, а х = х  хтах, получим
С = х0’5.	(3.48)
Введя безразмерный параметр времени t = t / Т, получим
Хтах<? = Vl-x2’5 ,	(3.49)
&ovdt
или с учетом (3.46), (3.49) примет вид:
Первая производная (3.47) по времени
— = 1,5х2’5-^.	(3.51)
at	at
81
С учетом (3.47) и (3.50) из (3.51) получим:
— = 3(/Р1/371-Р5'3 .
dt
(3.52)
Уравнение (3.52) интегрируется численным методом.
Первые интегралы уравнений (3.33) и (3.34) имеют вид
тх (dxt / dt — dxw /dt) = —S(t),	(3.53)
m2 (dx2 /dt - dx20 / dt) = S(t),	(3.54)
где x10,x20 - начальные скорости била и куска материала;
t
S(t) — $Pdt — импульс ударной силы за время /.
о
Из (3.53) и (3.54) после соответствующих преобразований
найдем импульс ударной силы
S = щ[(^, - <92 ) - (.9' - &'г)] или
5 = (<91->92)-^^(1 + Л),	(3.55)
т, + /д,
где	- скорость била и куска материала, соответст-
венно до и после удара; А'— коэффициент восстановления.
=	(3.56)
Скорость била после удара равна
{т1 - кт2 )191 + (1 + к)пг232
т} + т2
(3.57)
82
Скорость куска материала после удара
^' = 6>7 + (1 + л)——(.9, -	.
т1 + т2
(3.58)
На рис. 3.19 представлены расчетные зависимости
P = /(x),C = /(x),P = /(r).
Рис. 3.19. Зависимость безразмерных значений ударной силы
Р, коэффициента жесткости С от деформации X и времени Т
при упругом ударе:
с>)~ Р = f(x);6)-С = f(x);e)-Р = f(r).
Процесс распределения энергии при дроблении куска мате-
риала представлен на рис. 3.20. По оси абсцисс отложена энер-
гия Э/, отданная билом при ударе, по ординате - ее распределе-
ние: на разрушение материала Эр и на изменение его кинетиче-
ской энергии Эк. Излом кривой 32=f(3i) в точке А объясняется
гем, что передаваемая билом энергия в первой фазе удара 3{=а
расходуется на изменение кинетической энергии куска материа-
ла, а на участке АБ энергия расходуется на разрушение куска
материала - Эр.
83
Рис. 3.20. Схема распределения энергии при ударном дроблении.
Величины скорости & удара и размера dKp куска материала,
соответствующие передаваемой энергии Эк, называют критиче-
скими. Окружная скорость вращения ротора определяется по
формуле
^=175^(Я,/р</,)!,	(3.59)
где Rp - предел прочности материала на растяжение, МПа; р -
плотность дробимого материала, г/см3; dKp — критический размер
куска материала, мм.
Ударный импульс кусков материала массой менее 0,5 кг рас-
считывается по формуле внецентренного удара
5 = тл^(1 + А-)/(1 + в2/г2),
(3.60)
где тк — масса куска материала; «9 — окружная скорость ротора;
е - эксцентриситет ударной силы относительно центра масс
куска; г — радиус инерции массы куска.
При дроблении кусков массой более 5 кг рекомендуется
пользоваться формулой
84
S = kmmK&pQ + k),
(3.61)
где k,„ - коэффициент активной массы куска.
Коэффициент кт определяется как отношение массы скалы-
ваемой части куска к его полной массе. Для куска, имеющего
форму шара диаметром D,
кт = ЗЛ2(1-2Л/ЗР),	(3.62)
где h — высота била.
Максимальное значение ударной силы для дробления мате-
риалов средней прочности равно
Р = 405р5р’5.	(3.63)
Зерновой состав продукта дробления, ввиду' особенности
процесса ударного измельчения, отличается от зернового соста-
ва продукта дробления, полученного в щековых, конусных и
валковых дробилках при одинаковой степени измельчения.
На рис. 3.21 представлены усредненные характеристики зер-
нового состава продуктов дробления в роторных дробилках.
Кривые зернового состава построены для роторных дробилок
со степенью дробления более трех. При меньших степенях
дробления в готовый продукт попадает значительное количест-
во кусков материала из исходного продукта, но не прошедших
дробление, что существенно искажает зерновой состав готового
продукта.
В качестве расчетного параметра кривых зернового состава
принят средневзвешенный размер dce кусков дробленого мате-
риала, значение которого заданы пересечением линии а-а с дан-
ной кривой зернового состава (рис. 3.21).
На процесс дробления материала в роторных дробилках
влияют как конструктивные параметры - диаметр ротора, коли-
чество бил, угол установки и количество отражательных плит,
<|»<>рма камеры дробления; технологические параметры - окруж-
85
ная скорость бил, размер выходных щелей, а также физико-
механические свойства измельчаемого материала. Причем влия-
ние этих факторов, даже каждого в отдельности, очень сущест-
венно. Так, например, изменение угла установки отражательной
плиты от 0° до 90° увеличивает крупность продукта дробления в
2,25 раза.
Рис. 3.21. Усредненные кривые зернового состава продуктов дроб-
ления в роторных дробилках:
а) дробилки мелкого дробления; б) дробилки крупного дробления.
Сложность расчетов крупности продуктов дробления в ро-
торных дробилках объясняется тем, что не только ширина раз-
грузочной щели нормирует размер продуктов дробления, но и
расстояние от окружности вращения бил до отражательной пли-
ты. А между билами захватываются и выбрасываются из дро-
билки куски большего размера, чем ширина выходной щели.
Таким образом, максимальный размер куска, выходящего из
роторной дробилки, равен
^тах ^тах
(3-64)
где hmax - максимальная глубина проникновения куска дробимо-
го материала в рабочую зону ротора между билами, м; b — ши-
рина щели, зазор между билами и отражательной плитой, м.
86
Средневзвешенный размер продукта дробления определяют
по обобщенной зависимости:
с£>
/У — р к к к
11 св ~ QI,25 0,22 KbKRKP 
^Р Z
(3.65)
Для материалов с пределом прочности на растяжение 1,0 < Rp
< 16 МПа
kR = 0,046Rp + 0,5 .	(3.64)
Упрощенный расчет максимального размера dmax продукта
дробления может быть определен по формуле
dmm = 0,3(JA7, + 1,5Ь„р) + 5,0(Dp - 0,8), мм, (3.65)
где dKp — критический размер продукта дробления, мм; Ьпр - ми-
нимальная приведенная ширина выходной щели, мм.
Приведенной шириной Ьпр выходной щели для отражатель-
ной плиты с углом установки /3 принимают такой размер вы-
ходной щели, когда при /? = 10° из дробилки выходят куски
одинакового размера d/nax, определяется опытным путем и пред-
ставляется в виде номограммы.
Влияние ширины щели b и угла установки /? отражательной
плиты на получение продукта дробления с одинаковым выходом
кусков материала размером dmax.
Номограмма составлена для угла /3 установки отражатель-
ной плиты, равного 90°.
Размеры выходных щелей bh Ъ2, Ь3 и др., при которых обес-
печивается одинаковый выход крупности d кусков готового
продукта, называют равнодейственными.
87
Например, для роторной дробилки ДРС 12,5x12,5 (рис. 3.22)
при &р — 50 м/с равнодейственными будут следующие размеры
щелей : 6/ = 135 мм; Ь2 = 90 мм; Ь3 = 45 мм.
Ь 2.ММ
Рис. 3.22. Номограмма для определения равнодейственных выход-
ных щелей роторных дробилок:
1,2,3,4 - окружная скорость ротора, м/с, соответственно 20,30,40,50; bh
t>2, Ьз - ширина щелей первой, второй, чретьей отражательных плит.
Если на практике какой- либо размер щели будет выбран
другим, например, меньшим, чем расчетный, то эта щель будет
определять режим процесса дробления, т. е. считается лимити-
рующей. По ней выполняются все последующие расчеты.
Процесс дробления в дробилках ударного действия характе-
ризуется рядом последовательных операций: разрушения и пе-
ремещения материала к разгрузочному отверстию. Кроме бил и
молотков, в процессе дробления участвуют отражательные пли-
ты и колосниковые решетки. Отражательные плиты разделяют
дробилку на отдельные камеры дробления, в каждой из которых
создаются определенные условия дробления и разгрузки. На
производительность дробилки, наряду с конструктивными осо-
бенностями и режимом работы, существенное влияние оказы-
вают размер и количество материала, подаваемого в дробилку.
Наибольшая эффективность процесса дробления достигается
в том случае, когда над вращающимся ротором находится и по-
стоянно поддерживается «шапка» измельчаемого материала. В
88
результате этого увеличивается масса измельчаемого материала,
которая подвергается дроблению при каждом ударе ротора.
Для условий работы ротора «под шапкой» наибольшая круп-
ность исходного материала не должна превышать 20 % от диа-
метра ротора.
Максимальная производительность дробилок ударного дей-
ствия определяется по формуле
L D
Q =]390-P—!Lk .к Пк.кп,	(3.66)
>^max	р и b р >	v 7
где /77=0,35; 7=0,5; при 0°< /3 <90° функция
к/; = 1 - 0,49 sin /3 + 4,7 sin2 /З , kD- функция, характеризующая
влияние крупности кусков исходного материала, при (D/Dp)<0,2
функция ku=\-3,^D/Dp, при 0,2 < (D/DP) < 0,6 kD=0,3; кь - функ-
ция, характеризующая влияние выходной щели,
kb = 1 + 1,9(6 /£> ) = 14-1,9г? ; кр - функция, характеризующая
влияние физических свойств дробимого материала,
kp-l-Rp /(а,-700).
По формуле (3.66) последовательно определяется производи-
тельность каждой из камер дробления с учетом изменения круп-
ности дробимого материала и параметров камеры дробления.
Величина потребляемой мощности оказывает существенное
влияние на производительность дробилки и степень измельче-
ния материала.
Известны эмпирические формулы для расчета мощности
дробилок ударного действия, которые учитывают как конструк-
тивные, так и технологические параметры дробилок (кВт):
N = 7,.5DpLp(nl 60),	(3.67)
Лг = 0,15D2£ и, ’	р р	(3.68)
7V = (O,UO,15)ze.	(3-69)
89
Формулы (3.67), (3.68) устанавливают зависимость потреб-
ляемой мощности N от размеров Dp, Lp дробилки и частоты п
вращения ротора. Они применяются для расчета установочной
мощности электродвигателя, режим которого неизвестен и бу-
дет уточняться. Формула (3.69) устанавливает связь потребляе-
мой мощности с технологическими показателями дробилки: i -
степенью дробления и Q - производительностью.
Известны и другие формулы расчета мощности, например:
=	0.70)
где ад - энергетический показатель дробилки, кВт-ч/м2; Г)д, Г)п
- КПД, соответственно, дробилки и привода.
3.3.5. Избирательное дробление
Руководящая идея избирательного дробления горных пород со-
стоит в том, чтобы разрушать объект по поверхностям раздела фаз,
причем с минимальными энергозатратами. Первая часть идеи на-
зывается принципом геометрической селективности разрушения,
вторая - принципом энергетической селективности разрушения.
Иногда геометрической селективности разрушения, или селектив-
ности раскрытия, достигают, не считаясь с энергетической селек-
тивностью или даже за ее счет. Процесс дробления горных пород,
протекающий и геометрически, и энергетически селективно, назы-
вается селективной дезинтеграцией.
Фазой считается часть минерального вещества горной поро-
ды, обладающая определенным составом и структурой строе-
ния, отличающими ее от других фаз и ограниченная от них по-
верхностью раздела. При этом горная порода рассматривается
как неоднородный, многофазный материал, каждая фаза которо-
го имеет свои свойства.
Существует иерархия фаз различного масштабного уровня:
месторождения (103 м), тела горных пород (1 м), минеральных
агрегатов (10‘3 м), кристаллов отдельных минералов (10‘4 м), от-
90
дельных блоков внутри кристаллов минералов (10 мкм) и, нако-
нец, кристаллов, слагающих эти блоки (1 мкм).
Применительно к обогащению полезных ископаемых рас-
сматривается разъединение фаз в основном на двух уровнях:
минеральных агрегатов (раскрытие минеральных агрегатов) и
монокристаллов минералов (раскрытие минералов), различая
соответственно полезную - рудную и породообразующую -
пустопородную фазы.
Обозначим область (открытое множество), занимаемую каж-
дой из рудных фаз, символом Ф,-, i — где т - число раз-
личных рудных фаз. Символом Фо обозначим область, занимае-
мую объединением всех породообразующих фаз. Для удобства
назовем область Ф(, просто матрицей. Поверхности раздела двух
фаз Ф, и Ф,- обозначим символом S&, i,j — 0,...т:
v'i -
—
ф. П при i j;
0	при i = j,
(3-71)
где Ф. и Ф j - символы замыкания открытых множеств Ф; и
ф,-
Обозначим полную совокупную поверхность, разделяющую
все области Ф{ между собой, символом 5, т.е.
50a(jCw = O...,m.	(3.72)
i»j
Тогда геометрическая селективность разрушения минераль-
ной среды есть такое упорядоченное ее разрушение, при кото-
ром вновь образованная поверхность S„ - суть вся поверхность
Sr/i. Таким образом, необходимое и достаточное условие геомет-
рически селективного разрушения можно записать в виде равен-
ства двух множеств:
91
S„ = 5ф.	(3.73)
Разумеется, добиться на практике осуществления этого ра-
венства практически невозможно. Поэтому можно говорить
лишь о той или иной степени селективности процесса.
Представим множество $„ в ваде объединения трех пересе-
кающихся множеств:

где S, — часть поверхности S&, обнажившаяся в процессе дезин-
теграции; S2 - часть новой поверхности, образовавшаяся в ре-
зультате раскола фаз; S3 — часть новой поверхности, образовав-
шаяся в результате разрушения матрицы, т. е.
5, = S, П S„; S2 = S. П (j Ф,; S, = S, П Ф, -
Обозначим площади поверхностей Sh S2, S3 и 8Ф соответст-
венно символами si, S2, S3 и 5фИ введем в рассмотрение три ко-
эффициента:
где Л) характеризует средний уровень раскрытия рудных фаз;
Я2 и Л — степень «избыточности» разрушения.
Очевидно, что 0 <	< 1, 0 < Л2 < со, 0 < Д < со.
92
Идеальным с точки зрения геометрической селективности
будет процесс при = 1, Л2 = /Ц = 0 . Чем меньше Л, , тем
больше общая площадь оставшихся нераскрытых границ. Уве-
личение означает рост числа расколов рудных фаз, а величи-
на Лз характеризует степень переизмельчения пустой породы.
Коэффициенты и /Ц являются средними величинами:
усредняет показатели уровня разъединения индивидуальных фаз
между собой; /Ц усредняет показатели уровня избыточного раз-
рушения каждой из рудных фаз в отдельности. При необходи-
мости детализации следует пользоваться индивидуальными
(пофазными) показателями:
=	(3.77)
=	(3.78)
где si7 - площадь поверхности Sn П 8ф;	- площадь поверх-
ности ; sl2 - площадь поверхности Sn П Ф/ ;	- площадь
поверхности Q 5^
J=o
Практически коэффициент раскрытия, или селективность
раскрытия, определяется как соотношение между общим содер-
жанием зерен рудной фазы в продукте разрушения и содержа-
нием сростков, выраженным в процентах.
Если уровень геомегрической селективности разрушения
(раскрытия) определяется соотношением площадей «полезной»
и «избыточной» частей новой поверхности S,„ то с энергетиче-
ской точки зрения образование и той и другой части S„ есть
процесс упорядоченного преобразования энергии, поступающей
от внешних источников.
93
Назовем энергетически селективным такое разрушение, при
котором подводимая энергия расходуется только на образование
новой поверхности. Тогда уровень энергетической селективно-
сти разрушения определится значением коэффициента исполь-
зования энергии
Л = ^,
Е
(3.79)
где IV-энергия поверхности Е- подведенная энергия.
В частном случае, когда в качестве энергоносителя выступа-
ет механический рабочий орган, энергию Е удобно ( с точки
зрения анализа энергопотерь в аппарате) представить в виде
суммы двух слагаемых
Е=Е„+ЕО,	(3.80)
где Е„ - работа взаимодействия кусков минерала и рабочих ор-
ганов машин друг с другом и между собой («нетто» - работа); Ео
- все остальные виды работ (сил трения в узлах машины и т.д.).
Подставляя выражение (3.80) в выражение (3.79), получаем
Еп+Ео
(3.81)
или после преобразования:
Л =___________
e,<i+ecie,)
(3.82)
Введем помимо А - коэффициента использования подведенной
к аппарату энергии - дополнительно коэффициент использования
подведенной к материалу энергии («нетто»- коэффициент)
94
____I
l + £o/^
= \.
Д = Д„
(3.83)
Второй сомножитель в выражении (3.83) представляет собой
отношение энергии, подведенной к материалу, ко всей истра-
ченной энергии. Обозначим этот коэффициент символом у, то-
гда получим окончательные соотношения
Д = Д„/;
(3.84)
(3.84)
Если заменить в формулах отношения площадей поверхно-
стей на отношения энергии тех же поверхностей, то геометриче-
ские критерии селективности разрушения можно трактовать и с
энергетической точки зрения. Не выписывая соответствующих
формул ввиду' их полной аналогии указанным, отметим, что в
совокупности с формулой (3.79) они образуют критерий «полной
селективности», или, иначе, селективности разрушения.
Теоретический анализ и эксперименты позволяют утвер-
ждать, что физической основой рациональной организации про-
цессов дробления и измельчения применительно к задачам обо-
гащения руд является принцип селективности их разрушения,
сочетающий ряд требований, которые можно разбить на две
группы. Первая группа состоит из условий, которые должны
соблюдаться в процессах разрушения куска материала, вторая —
после разрушения.
1. В процессе разрушения создаваемые в теле напряжения
должны иметь высокий градиент и при этом достигать макси-
мума в зоне поверхностей раздела минеральных фаз.
В результате быстрого убывания напряжений с расстоянием от
указанных зон целостность фазовых объемов не будет нарушена, а
будет обеспечен межкристаллический характер разрушения и, сле-
довательно, геометрическая селективность разрушения.
95
Если нет технологической возможности сразу обеспечить
высокую концентрацию разрушающих нагрузок, следует при-
бегнуть к предварительному разупрочнению межфазных границ,
создавая тем самым нужную концентрацию в два этапа. Значе-
ние и распределение нагрузок в объеме куска (частицы) должны
оптимально сочетаться со скоростью деформирования и про-
должительностью нагружения для минимизации потерь энергии
в процессах, сопровождающих разрушение куска (частицы).
2. После разрушения должны быть сведены к минимуму дис-
сипативные взаимодействия, возникающие при трении частиц
материала, среды и рабочих органов машины. Для этого процесс
разрушения должен быть кратковременным и вместе с тем низ-
коскоростным, а готовый продукт должен немедленно удаляться
из рабочей зоны.
3.4.	Помол
В производстве строительных материалов (цемента, извести,
гипса, керамических изделий, красок и т.п.) помолу подвергают-
ся десятки миллионов тонн различных материалов. Как правило,
тонкость помола (средневзвешенный размер частиц) существен-
ным образом влияет на качество производимого продукта. На-
пример, чем тоньше помол шликера, тем качественнее керами-
ческое изделие, а прочность цементного камня прямо пропор-
циональна содержанию в цементе частиц размером 5—30 мкм;
если количество частиц 50 % — это соответствует марке цемента
500, прочности цементного камня 500 МПа.
В разных технологических процессах используются различ-
ные помольные устройства и схемы измельчения.
Наиболее широкое распространение в ПСМ получили: шаро-
вые барабанные мельницы, тарельчато- валковые, роликово-
маятниковые, центробежные, вибрационные, аэродинамические.
Степень измельчения в мельницах превышает 1000.
96
3.4.1.	Процесс помола в шаровых барабанных мельницах
Шаровая барабанная мельница (ШБМ) представляет собой
вращающийся цилиндрический барабан, на 25-35% заполнен-
ный цилиндрическими телами. Измельчение в нем осуществля-
ется за счет ударных, раздавливающих и истирающих нагрузок.
В качестве мелющих тел используются металлические, либо
керамические, циркониевые шары, подаются куски материала
размером до 0,5 м. Размер готового продукта достигает 1мкм.
Шаровые барабанные мельницы получили широкое распро-
странение при крупнотоннажном производстве, их производи-
тельность по готовому продукту' достигает 200 т/час (при помо-
ле цемента). Самая большая в мире ШБМ находится в Норвегии,
она используется при помоле доломита. Диаметр барабана 12 м,
а длина 40 м. Производительность мельницы 2300 т/час при
тонкости помола — 3 мм. Установочная мощность привода
30 000 кВт.
В ШБМ материал измельчается как по сухому, так и по мок-
рому способу. ШБМ бывают периодического и непрерывного
действия. В зависимости от схемы работы ШБМ подразделяют-
ся на одностадийные открытого цикла измельчения, двухста-
дийныс и с замкнутым циклом измельчения.
Процесс измельчения материала в ШБМ характеризуется
двумя основными параметрами:
-	ip - относительной частотой вращения барабана, равной
отношению фактической частоты вращения п к критической пкр,
при которой мелющие тела перемещаются в режиме центрифу-
гирования
=	(3.85)
-	коэффициентом заполнения (р барабана мельницы мелю-
щими телами, который равен отношению объема мелющих тел
Н, к внутреннему объему барабана мельницы V
97
(p = VM/V = Шлт1улт1тгО21, (3.86)
где Ммт - масса мелющих тел, т; умт - насыпная плотность ме-
лющих тел, т/м3; D, L — диаметр и длина барабана мельницы, м.
Критическая частота вращения определяется по формуле
пкр =423! Jd,
(3.87)
где D - диаметр барабана мельницы в свету, м; пкр - мин1.
На мелющее тело во вращающемся барабане мельницы дей-
ствуют центробежная сила F4 (рис. 3.23) и сила веса G
Flf = т&2 / R.
(3.88)
Радиальная Gp и тангенциальная Gr составляющие силы веса
равны
Gp - G cos а = mg cos а ,	(3.89)
GT =G sin a = mg sin a ,	(3.90)
где m — масса мелющего тела; cc — угол между радиусом R, на
котором находится мелющее тело и вертикальной осью бараба-
на мельницы - этот угол называют углам отрыва мелющего те-
ла, а точка А, в которой тело переходит на траекторию свобод-
ного падения, точкой отрыва.
На всех участках круговой траектории движения мелющего
тела (в рассматриваемом примере - шар) при постоянной часто-
те вращения барабана, исходя из уравнения (3.74), величина
центробежной силы F,t остается неизменной. Величина и на-
правление радиальной составляющей Gp силы веса G шара из-
меняются в зависимости от его положения на круговой траекто-
рии.
Центробежная сила F4 удерживает шар на круговой траекто-
рии, а радиальная составляющая Gp силы веса противодействует
98
ей. Максимальной величины Gp достигает при cos a — 1, т. е.
при а — 0° .
Рис. 3.23. Расчетная схема движения мелющего тела в барабане
мельницы.
Шар перейдет на круговую траекторию движения (критиче-
ский режим центрифугирования), когда в точке В центробежная
сила Fy будет больше силы веса G шара.
ш.92
-----Z Ст,
R
т.к. 8 = 2я/?и, то (3.91) примет вид
4л-2/?2и2
---------> mg, т.е.
R
п - 42,4£>°’5, мин *.
кр	’	’
(3.91)
(3.92)
При такой частоте вращения барабана мельницы шары цен-
трифугируются и режим измельчения не осуществляется.
99
Переход шара на параболическую траекторию движения в
точке А осуществляется при условии
GP>F4.	(3.93)
С учетом предыдущих записей (3.74), (3.75), (3.76) и соответ-
ствующих преобразований получим
п = Vcosa/4R = 0,5Vcosa/R .	(3.94)
Тогда с учетом (3.94) будет равна
пкр =0,5/-/К, с1,	(3.95)
а
п = пкр у!cos а .	(3.96)
Из формулы (3.96) вытекает, что
у/ -п/пкр = Vcosa ,	(3.97)
где у/ - относительная частота вращения барабана мельницы,
при которой мелющее тело в точке отрыва с круговой переходит
на параболическую траекторию свободного падения.
Максимальная высота Н подъема мелющего тела составляет
Н = 4Rsm2 acosa .
(3.98)
При этом условии (3.98) скорость падения шара в точке С
будет максимальной.
Найдем эту скорость:
dH _ J(4sin2 acosa)
da	da
(3.99)
100
Продифференцировав (3.99), получим
	= 47?sintz(2cos2 a —sin2 а) = 0 .	(3.100) da
Так как а О, R Ф 0, следовательно
	2cos2 tz-sin2 а = 0.	(3.101)
После преобразований (3.101) получим
2 — tg2а =	tg2а = 2 , откуда угол а отрыва, при котором
Н = max, & — max равен
	zz = 54°40'.	(3.102)
С учетом (3.102)
	« = 0,758^.	(3.103)
Поскольку пкр — 0,705 / 415 , то частота вращения барабана
мельницы, при которой обеспечивается максимальная скорость
шара в точке его падения равна
	и = 0,534/VF , с1.	(3.104)
Тогда	(X534VF =0,758	(3.105) ' пкр VD-0,705
101
Итак, рациональной частотой вращения барабана мельницы,
при которой обеспечивается максимальная энергия удара шара
является
п = 0,758ик/, .	(3.106)
Учитывая, что траектория движения шара состоит из двух
участков: на первом от точки С до точки А отрыва шар движется
по круговой траектории с радиусом R, равном радиусу барабана
мельницы, а затем от точки отрыва он движется по параболиче-
ской траектории АЕС свободного падения, то за один оборот
барабана шар совершает число циклов, равное
z = (l-k2)/(p,	(3.107)
где к = f(cp,y/} - параметр, зависящий от <р и у/ ; при
ср = 0,3, у/ = 0,76 - к = 0,707.
Тогда
z = (1-0,707) /0,3 = 1,66,
т.е. за один оборот барабана мельницы шары внешнего слоя за-
грузки совершают 1,66 цикла. При этом установлено, что 55%
траектории шар движется по круговой траектории и 45% по тра-
ектории свободного падения.
Наряду с другими факторами движение мелющих тел суще-
ственным образом влияет на эффективность процесса измельче-
ния. в свою очередь режим движения мелющих тел (при гладкой
футеровке барабана) зависит от относительной частоты у/ вра-
щения барабана мельницы и величины коэффициента (р его за-
полнения.
Различают следующие режимы движения мелющих тел (при
<Р=0,3).
Каскадный - при этом режиме движения частота вращения
барабана минимальная (рис. 3.24, а), мелющие тела перемеща-
ются от точки С до точки А по круговой траектории СВА, а за-
102
тем от точки А до точки С по наклонной ЛЕС. Угол Е наклона
траектории АЕС примерно равен углу /3 смещения центра тя-
жести загрузки. Измельчение материала при таком режиме дви-
жения мелющих тел осуществляется раздавливанием и истира-
нием. В центральной части загрузки образуется застойная зона
2, мелющие тела 7 в которой не перемещаются, ее объем дости-
гает 45 % всего объема загрузки. Мелющие тела, находящиеся в
застойной зоне, не участвуют в процессе измельчения.
Водопадный режим движения мелющих тел (рис. 3.24, в)
осуществляется при частоте вращения барабана, обеспечиваю-
щей переход внутренних и внешних слоев загрузки с круговой
на параболическую траекторию движения. На параболической
траектории находится до 35 % мелющих тел, а объем застойной
зоны уменьшается до 10 %. Измельчение материала осуществ-
ляется ударом, раздавливанием и частично истиранием. Такой
режим характерен для камер грубого помола ШБМ, потребляе-
мая мощность привода при этом режиме максимальная.
Смешанный режим характеризуется тем, что при увеличении
частоты вращения барабана около 10 % мелющих тел переходят
на траектории свободного падения (рис. 3.24, б). Объем застой-
ной зоны уменьшается до 30 %, материал измельчается раздав-
ливанием, истиранием и частично ударом.
Субкритический режим (рис. 3.24, г) является частным слу-
чаем водопадного режима. Он осуществляется при частотах
вращения барабана мельницы, близких к критическим. Основ-
ная масса мелющих тел движется по круговой траектории и
только около 15 % — по параболическим. На практике режим
работы мелющих тел не применяется.
Критический режим (рис. 3.24, б) движения мелющих тел
осуществляется при частоте вращения барабана, когда на круго-
вую траекторию движения переходят все мелющие тела. При
этом потребляемая мощность становится минималь ной, а про-
цесс измельчения неосуществимым.
Внутренний радиус Re загрузки при критическом режиме
движения равен
Re=Rj\^p.	(3.108)
103
Рис. 3.24. Режимы движения мелющих тел в барабанной мельнипе:
<7> каскадный; б) смешанный; с) водопадный; г) субкритический; д) критический; 7 - мелющие тела; 2
застойная зона.
104
Критическая частота вращения, при которой внутренний
слой загрузки переходит на круговую траекторию движения,
равна

(3.109)
т. е. она превышает критическую частоту вращения слоя. На-
пример, при (р — 0,3, п — 1,09икр; при ср - 0,4, п = 1,14пкр; при
(р = 0,5, п = 1,19л .
При определении частоты вращения барабана мельницы
предполагалось, что внешний и последующие слои мелющих
тел не проскальзывают. На практике мелющие тела проскальзы-
вают относительно футеровки, поэтому' частота вращения бара-
бана должна быть выше.
Масса загружаемых в барабан мельницы мелющих тел рас-
считывается по формуле
т- ф/лулК2L, кг,	(3.110)
где // - коэффициент разрыхления загрузки, для шаров
//=0,575, для цильпебса //=0,55; / - объемная масса мелющих
тел, у =7800 кг/м3. При коэффициенте загрузки <р =0,3 -
/и=4150Я2£.
В ШБМ мощность привода N расходуется на преодоление
трения в механической передаче (редуктор, подшипники) -Nnw
на приведение в движение мелющих тел - NM.
N = Nn+NM,кВт.	(3.111)
Мощность Nn слагается из потерь на преодоление трений при
холостом ходе - Nx и при загрузке барабана мелющими телами -
ТЧъ т.е. N п = N х + Nd. На практике при ср =0,3 Nx~ Nd. Потери
мощности на трение - Nn в зависимости от типоразмера мель-
105
ниц составляют от 10 % общей мощности - N (для мельниц
больших размеров), до 40 % - для мельниц малого размера.
Определить Nx и Nn можно по формулам:
Nx = 0,WLn,
Nn=(l + b)Nx = 0,1(1 + b)DLn,
(3.112)
(3.113)
где Nx, Nn - кВт; b - коэффициент, равный отношению N(VNX, b
~ 1,05—1,10.
Мощность NM, затрачиваемая на движение мелющих тел,
расходуется на - подъем мелющих тел на высоту Н, с кото-
рой они движутся по параболическим траекториям и на N2 — со-
общение им кинетической энергии.
NM=NX+N2
(З.П4)
Nr = \,3GRn!r) ; N2 - \,5GRn/r].	(3.115)
Тогда (3.114) с учетом (3.115) примет вид
N = 2$GRmj,	(3.116)
где т] - к.п.д. привода, г] — 0,90 - 0,94.
В настоящее время предложено много эмпирических формул
расчета потребляемой мощности привода, которые учитывают
не только конструктивные параметры ШБМ, но и режим их ра-
боты, физико—механические свойства измельчаемого материала.
Обобщенная формула расчета потребляемой мощности при-
вода ШБМ имеет вид:
N = 0,05g1’5 yVD°’5S0’5,	(3.117)
где S = f(<p,ip) - параметр, зависящий от относительной час-
тоты вращения и коэффициента заполнения (р барабана
мельницы.
106
Л’ = 3,38<т)<//(1 + 0,274<//2).
(3.118)
На рис. 3.25 представлена расчетная 1 и экспериментальная 2
зависимости полезной потребляемой мощности NM от величины
коэффициента загрузки барабана мельницы, т.е. массы мелю-
щих тел, находящихся в барабане мельницы.
Рис. 3.25. Зависимость полезной потребляемой мощности от коэф-
фициента заполнения:
1 - расчетная зависимость; 2 - экспериментальная
Из графиков 1 и 2 следует, что максимальное значение мощ-
ности, расходуемой на движение мелющих тел, соответствует
коэффициенту загрузки <р в пределах ср = 0,4 -т 0,5 . При таком
<р мелющие тела в барабане мельницы перемещаются с наи-
большей интенсивностью и измельчают большее количество
материала.
На основании этого следует вывод о том, что наибольшая
производительность мельницы соответствует максимальной ве-
личине потребляемой мощности, Q-f(N).
На рис. 3.26 представлены расчетные 1,3 и эксперименталь-
ная 2 зависимости S — f(ip) . Из графических зависимостей
следует, что в пределах реальной частоты вращения у/ барабана
мельницы ip — 0,74 -? 0,82 наибольшую точность в определе-
нии параметра S для расчета потребляемой мощности (3.117)
дают зависимости 3 и 2 (рис. 3.26).
107
S 'доли ед.
Рис. 3.26. Зависимость безразмерного параметра 5 от относитель-
ной частоты вращения у/ барабана мельницы:
1 — по формуле Дэвиса; 2 - экспериментальная; 3 - по формуле Неро-
нова.
На рис. 3.27 представлены графические зависимости
N - f (у/) при различных коэффициентах (р заполнения для
гладкой и угловой футеровки.
Рис. 3.27. Зависимость потребляемой мощности от относительной
частоты вращения барабана мельницы, 2V=/(^):
1,2,3 -угловая футеровка; Г,2',3'- гладкая футеровка; 1,1’- <р = 0,45;
2,2'— <э = 0,35; 3,3'- ср = 0,25.
108
Из рис. 3.27 следует: при всех коэффициентах заполнения у
мельниц с гладкой футеровкой режим центрифугирования за-
грузки наступает при большей частоте вращения барабана; по-
требляемая мощность при равных ср и ip больше у мельниц с
угловой футеровкой. Следовательно, мельницы с гладкой футе-
ровкой имеют меньшую эффективность процесса измельчения.
Производительность ШБМ рассчитывается по формуле
Q = 6,45 ИО0’5 (т ! И)0’8 qky, т/ч,	(3.119)
где q — поправочный коэффициент на тонкость помола, при ос-
татке на сите 008, равном 10 %, — 9=1,0, при 2?оо8=5 — 9=0,77, при
Л008=15 - 9=1,21; ку - удельная производительность, т/кВт-ч, для
клинкера вращающихся печей ^,=0,035-0,040, для известняка -
0,050.
При ср < 0,8 и ср < 0,4 с достаточной для практических рас-
четов точностью производительность Q мельниц принимается
прямо пропорциональной величине потребляемой мощности - N
при Т?оо8=10 %
Q = Nqkyc,	(3.120)
где с — коэффициент, учитывающий схему работы мельницы,
для открытого цикла измельчения с = 1,0, для замкнутого с
=1,25-1,5.
Поправка ку на тонкость помола рассчитывается по формуле
=(2,3/ln/?0/?2)1/m,	(3.121)
где Ro, R2 - остаток на контрольном сите в исходном и готовом
продукте, %; т - коэффициент пропорциональности, опреде-
ляемый экспериментально, ти=0,8-1,2.
Важное практическое значение имеет определение расчетных
удельных энергозатрат на процесс помола.
109
Эп = 6,45-1О3 к^кдк^р'5	кВтч/т, (3.122)
где кд - коэффициент дисперсности, в зависимости от удельной
поверхности S готового продукта определяется по формуле
кд —1,81 -10 4 5 + 0,55, при S = 2500см2/г кд =1,02; при = 5000
см2/г кд =1,52; кс - коэффициент, учитывающий схему' измель-
чения и дисперсность готового продукта, кс для R00s = 10-20 %
равен 1,1= 1,3; dr, dH - размер частиц материала, соответствую-
щий 80 % в готовом и начальном продукте, мкм.
Размер частиц в продукте помола, выходящем из ШБМ, опи-
сывается уравнением Розина - Раммлера - Беннета (RRB):
R„ = 100-е^'чГ,	(3.123)
Dd =100[1-е”(‘/'£/,)"]>	(3.124)
где Rd, Dd - соответственно, остаток и проход на сите с разме-
ром ячеек d, %; d - характеристический размер частицы, мкм,
соответствующий 36, 8 % остатка на сите с размером ячеек, рав-
ным d (соответствующий проходу 63,2 %); dt - параметр, харак-
теризует степень измельчаемого материала, которая тем выше,
чем меньше d,-. п - характеризует дисперсию распределения
фракций, которая тем больше, чем меньше значение и.
На рис. 3.28 показано графическое изображение уравнения
RRB, где п определяется как тангенс угла а наклона прямой в
координатах 1п7?0/А —Ind, а значение d, находится на пересе-
чении значения Roos = 36,8 % с прямой R(d)=f(d).
Наиболее полной характеристикой материала объекта из-
мельчения является кинетика измельчения, под которой пони-
мают закономерность изменения размера частицы во времени.
ПО
Рис. 3.28. Зерновой состав цемента в диаграмме RRB.
Товаровым В.В. предложено уравнение, с помощью которого
рассчитывается зависимость содержания крупной фракции от
продолжительности измельчения:

Л, = Roe
(3.125)
где R, — содержание крупной фракции, соответственно, в ис-
ходном и конечном (к моменту времени /) продукте; tn, t0 — па-
раметры измельчаемое™ материала; t - продолжительность из-
мельчения, мин.
Зависимость R=f(t) (рис. 3.29) дает возможность определить
важнейшие характеристики и показатели, используемые для
проектирования и нормирования процесса помола в ШБМ:
удельные производительность и энергозатраты, коэффициент
тонкости помола, область перехода стадий грубого и тонкого
помола.
Измелъчаемостъ представляет собой реакцию материала на
механические воздействия.
111
Рис. 3.29. Зависимость крупности материала от продолжительно-
сти измельчения; Reos —f(t):
I - доменный шлак; 2 - клинкер; 3 - песок.
В соответствии с теорией Ритгингсра коэффициент измель-
чаемости К., определяется как соотношение между энергией,
затрачиваемой на измельчение (Э„), и вновь образованной по-
верхностью (5):
Ки-Эи/8.
(3.126)
Методы определения измельчаемое™ основаны на модели-
ровании процесса измельчения в лабораторных мельницах, ра-
ботающих по способу, реализуемому в промышленных услови-
ях. Сущность методики заключается в определении энергозатрат
на измельчение материала до определенной дисперсности. На
рис. 3.30 представлены характеристики измельчаемое™ клинке-
ра, S, Roos
112
Рис. 3.30. Характеристики измельчаемосги клинкера: S,
/ - R00g = f(3J; 2, 3, 4, 5 - S = /(Эи); 2, 4 - клинкер; 3 - песок; 5 - до-
менный шлак.
На основе показателей измельчаемости S, R008 = f(/J осуще-
ствляют: расчет производительности ШБМ; проектирование ре-
жимов процесса измельчения; технико - экономическую оценку
технологических систем измельчения.
В табл. 3.1. представлены удельные энергозатраты, удельная
производительность и параметры кинетики измельчения, харак-
теризующие процесс измельчения в ШБМ для различных мате-
риалов: клинкера, шлака, песка, известняка, гипса, золы.
В ШБМ загружают шары диаметром от 40 до 120 мм. При
правильно организованном процессе измельчения шары боль-
ше! о диаметра находятся у загрузочной части барабана мельни-
цы, а мелкие — у разгрузочной. Также шары большего диаметра
должны находиться на внешних траекториях поперечного дви-
жения загрузки. При таком режиме движения мелющих тел
обеспечивается селективное (избирательное) измельчение мате-
риала, г. с. крупные частицы материала измельчаются более
крупными шарами, а мелкие - мелкими. Однако на практике при
гладкой внутренней поверхности барабана происходит переме-
шивание мелющих тел, эффективность процесса измельчения
ИЗ
резко снижается, уменьшается производительность, возрастает
удельный расход энергии. С целью предотвращения сегрегации
мелющих тел внутреннюю поверхность барабана футеруют пли-
тами с конической поверхностью, что повышает эффективность
процесса в целом (рис. 3.27).
Таблица 3.1.
Влияние удельной производительности и энергозатрат на
кинетику измельчения
Материал	Параметры кинетики (доли ед.)		Удельные	
	А7-1О2	W	производи- тельность, т/чкВт	энергозатра- ты, кВт’ч/т
Клинкер	2-6	1,06-0,87	2,44-3,13	36,8-43,1
Шлак	0,81 - 3,09	1,08-1,07	1,96-3,26	40,8 - 27,7
Песок	076-0,81	1,31 - 1,28	2,82-2,49	30,6 - 38,7
Известняк	6,12	0,77	2,06	11,8
Гипс	24,3	0,40	12,9	7,7
Зола	3,99	0,56	21,3	4,7
С целью контроля процесса помола в ШБМ снимают диа-
грамму помола, которая характеризует кинетику процесса из-
мельчения по длине барабана мельницы (рис. 3.31).
С поверхности загрузки, через 0,5 м отбираются пробы из-
мельчаемого материала. Дополнительно пробы отбираются пе-
ред и за перегородкой 7 (рис. 3.31, л, м), перед выходной решет-
кой 2 (рис. 3.31, г/). Пробы рассеивают на наборе сит и строят
кривые кинетики измельчения по длине барабана мельницы (ри-
c. 3.31,77).
При открытом цикле измельчения клинкера уже в первой ка-
мере 3 грубого помола находится до 50 % готового продукта
размером менее 80 мкм (рис. 3.31, 7). Только 25 % частиц раз-
мером 0,1 мм поступает во вторую камеру 4 тонкого помола.
Частицы размером более 1 мм должны измельчаться в камере
грубого помола в водопадном и смешанном режиме измельче-
114
нпя. Если частицы размером 1 мм и более попадают в камеру
loiiKoi o помола - они там не измельчаются и выходят из бара-
пана мельницы. Качество готового продукта резко снижается,
либо приводит к браку продукта измельчения. Во второй камере
мепьницы материал измельчается истиранием. Как в первой, так
и во второй камерах мельницы наиболее эффективно материал
измельчается на первых участках камер, это подтверждается
оолее резким снижением кривой 7 (рис. 3.31). В дальнейшем, на
последующих участках барабана мельницы, эффективность
процесса помола снижается. Это объясняется тем, что по мере
движения измельчаемого материала к выходу, содержание мел-
кой фракции в продукте измельчения возрастает, например, на
у частке 11 (рис. 3.31) до 85 %, что создает условия демпфирова-
ния, г. е. амортизирует воздействие мелющих тел на частицы
и змельчсния материала.
Рис. 3.31. Диаграмма помола ШБМ:
/ схема мельницы; II — диаграмма помола; 1,2- межкамерная пере-
1 ородка и выходная решетка; 3,4- камеры грубого и тонкого помола;
> шары; 6 - цильпебс; 7—11 - куммулятивные остатки на ситах с раз-
мером ячеек, соответственно , (мм)-0,08; 0,10; 1,0; 10,0; 15,0.
115
Это является одним из основных недостатков процесса из-
мельчения в ШБМ. С целью повышения эффективности процес-
са необходимо организовать байпасирование готового продукта
из зоны измельчения, либо недоизмсльчение материала в ШБМ
и направление его на сепарацию, где отбирается готовый про-
дукт, а крупка возвращается на доизмельчение.
Такой способ измельчения осуществляется в ШБМ по замк-
нутому циклу измельчения. Материал из мельницы выходит с
тонкостью помола, характеризуемой ROos = 20-25 %, 5=190-200
м2/кг и направляется в сепаратор. В результате этого энергоза-
траты снижаются на 3-6 кВт-ч/т.
Другим существенным недостатком процесса измельчения в
ШБМ является то, что до 45 % мелющих тел, перемещаемых в
поперечном сечении барабана мельницы, составляют застойные
зоны и не участвуют активно в процессе измельчения.
Впервые в мировой практике в 1978 году проф. В.С. Богда-
новым предложены ШБМ с поперечно-продольным движением
(ППД) мелющих тел, а в последующем и ШБМ с внутренним
рециклом, принципиальная схема которых представлена на рис.
3.32, 3.33.
Отличительной особенностью процесса измельчения в ШБМ
с ППД мелющих тел является то, что мелющие тела в каждой из
камер мельниц совершают не только движение в поперечном
сечении мельницы, как у обычных, но и в продольном - воз-
вратно-поступательное (рис. 3.32). В результате такого движе-
ния мелющих тел разрушаются застойные зоны в центральной
части загрузки, т. е. все мелющие тела движутся, вследствие че-
го существенно повышается эффективность процесса измельче-
ния. Удельный расход энергии при помоле цемента до размера
частиц R008 = 10 %, удельной поверхностью 5 = 320 м2/кг снижа-
ется с 42 до 33 кВтч/т. Такой режим движения мелющих тел
обеспечивается тем, что межкамерная перегородка 3 устанавли-
вается под углом Ct к оси вращения барабана мельницы. При
вращении барабана мельницы нижняя рабочая часть каждой из
камер изменяется на величину Д/ — D / tga .
116
Рис. 3.32. Схема и диаграмма помола ШБМ с ППД мелющих тел:
а) исходное положение барабана мельницы; б) положение барабана
через половину оборота; в) диаграмма помола для положений барабана
а) и б)\ I, 2 - камера грубого и тонкого помола; 3 - наклонная межка-
мерная перегородка; 4 - выходная решетка; 5, 6 - мелющие тела; 7 -
зона работы наклонной межкамерной перегородки; 8, 9- кривые кине-
тики измельчения Р1М=/(к).
В исходном положении а (рис. 3.32) длина камеры 1 грубого
помола минимальная, равная /lmin , камеры 2 тонкого помола
максимальная - /2п1ах. Уровень мелющих тел 5 в камере 1 мак-
симальный - /?/, а в камере 2 уровень мелющих тел 6 минималь-
ный — h2. Через половину оборота барабан мельницы займет по-
ложение <5 (рис. 3.32). Длина камеры 1 увеличится на
А/ = D / tga, при этом мелющие тела 5 устремятся на свобод-
ное пространство под наклонную перегородку, совершая про-
дольное движение, разрушая элементарную зону в загрузке и
увлекая вместе с собой байпасом наиболее мелкие частицы из-
мельчаемого материала под перегородку, дополнительно из-
117
мельчая их истиранием. Длина камеры 2, наоборот, уменьшится
на ту же величину Д/ и станет равной /2inili. Мелющие тела 6
переместятся в сторону разгрузочной решетки 4, разрушая за-
стойные зоны и перемещая байпасом готовый продукт в сторону
разгрузочной решетки 4. Уровень мелющих тел 6 станет макси-
мальным h2. Затем цикл повторяется. Таким образом, ППД ме-
лющих тел в ШБМ за счет разрушения застойных зон в разгруз-
ке и байпасирования готового продукта позволяет повысить эф-
фективность процесса измельчения до 30%.
Диаграмма помола (рис. 3.32, в) для ШБМ с ППД мелющих
тел существенно отличается от диаграммы помола обычных
мельниц (рис. 3.31, /7).
Наиболее эффективно процесс измельчения осуществляется
в зоне работы наклонной межкамерной перегородки (рис. 3.32,
в). Содержание класса частиц размером менее 80 мкм снижается
с 60 до 25 %, т.е. на 35 %. Характер кривой R—f(L) в камере 7
грубого помола подтверждает байпасирование готового продук-
та в направлении разгрузки, содержание класса минус 80 мкм по
всей длине камеры в положении а (рис. 3.32) составляет при-
мерно 65 %, а в положении б оно снижается до 35 %, т. е. 30 %
частиц готового продукта отбирается и направляется в после-
дующие камеры. Резкое снижение Я008 уже на первых участках
барабана мельницы до 60 % (у обычных 90 %) подтверждает то,
что мелющие тела, в результате разрушения застойной зоны,
совершают большую работу измельчения. Применение режима
ППД мелющих тел на мельнице 4><13,5 м при угле С( наклона
межкамерной перегородки 50° позволило снизить массу мелю-
щих тел с 240 до 140 т. В результате этого потребляемая мощ-
ность привода с 3170 кВт снизилась до 2400 кВт, т. е. на 32 %, а
удельный расход энергии при производительности 95 т/ч
(7?оой=Ю %) снизился с 33,36 кВт-ч/т (по главному приводу) до
25,26 кВт-ч/т, т.е. на 24 %.
Опыт промышленной эксплуатации ШБМ показал, что ре-
жим ППД мелющих тел дает максимальную эффективность
процесса измельчения в мельницах с диаметром барабана более
3 м и соотношением L/D>5, т. е. трубных мельницах.
118
Для организации байпаса и режима рецикла для ШБМ с
L/D<5 предложена конструкция, схема которой представлена на
рис. 3.33.
Рис. 3.33. Схема ШБМ с трубой рецикла:
а) схема ШБМ; б) диаграмма помола; 1,3- камеры грубого и тонкого
помола; 2 - межкамерная перегородка; 4 - труба рецикла; 5 - трубош-
нек; 6 — лифтеры; 7 - выходная решетка; 8 - кривая кинетики измельче-
ния R00s=f(L) в мельнице; 9 - кривая зернового состава измельчаемого
материала в трубошнеке, R=f(LTP)-, 10 - зона установки трубы рецикла;
11, 12, 13,14-направления движения измельчаемого материала.
Процесс измельчения осуществляется следующим образом. В
процессе вращения барабана мельницы измельчаемый материал
из камеры 1 грубого помола перемещается через щели в межка-
мерной перегородке 2 по направлению стрелок II в камеру 3
тонкого помола (рис. 3.33, а). В камере 1 грубого помола нахо-
дится около 50% готового продукта (рис. 3.33, б), который целе-
сообразно направить байпасом на выход из мельницы. С этой
целью по центру камеры 3 тонкого помола на крестовинах и
119
лифтерах 6 установлена труба рецикла 4, внутри размещен тру-
бошнек 5. Измельчаемый материал через загрузочные окна по-
ступает в лифтеры 6, а затем в трубу рецикла 4. В трубе рецикла
4 материал захватывается перьями трубошнека 5 и провеивается
аспирационным воздухом. Частицы материала размером менее
50 мкм в направлении 13 байпасом через отверстия в разгрузоч-
ной решетке выходят из мельницы с готовым продуктом. Круп-
ные частицы трубошнеком 5 транспортируются в обратном на-
правлении 14 к межкамерной перегородке, тем самым возвра-
щаются на доизмельчение.
Тонкость помола материала в целом в ШБМ с трубой рецик-
ла регулируется количеством лифтеров, высотой и углом накло-
на перьев трубошнека.
Применение трубы рецикла на мельнице 3,2x15 м позволило
повысить тонкость помола цемента до £=400 м2/кг, при одно-
временном повышении производительности на 5^-8 т/час.
Удельный расход энергии снижается до 7 кВт-ч/т.
Важную роль в процессе помола материала по сухому спосо-
бу играет технологическая аспирация ШБМ. Аспирация, напри-
мер, при помоле клинкера предназначена для удаления влаги из
барабана мельницы, т. к. в составе шихты находится 5 % гипса,
отвода тепла и удаления до 5 % мелких частиц готового продук-
та. Скорость аспирационного воздуха в свободном сечении ба-
рабана мельницы при открытом цикле измельчения составляет
0,7-0,8 м/с, а при замкнутом до 1,2 м/с. Температура аспираци-
онного воздуха возрастает с атмосферной до 120°-140 °C.
Отсутствие аспирации, либо снижение объемов просасывае-
мого воздуха приводит к увеличению температуры мелющих
тел, барабана мельницы, измельчаемого материала, вызывает
агломерацию и налипание мелких частиц на мелющие тела и
футеровку, в результате чего производительность мельницы
снижается на 50-70 %, а в отдельных случаях приводит к необ-
ходимости остановки и разгрузки барабана мельницы с целью
очистки мелющих тел.
120
3.4.2.	Процесс помола в шаровых кольцевых мельницах
С увеличением тонкости помола энергоемкость процесса из-
мельчения резко возрастает. При уменьшении размеров частиц
увеличивается их относительная прочность, так как снижается
число участков с предразрушенной структурой. Появившиеся на
первых циклах микротрещины могут смыкаться под действием
молекулярных сил. Такой эффект может быть нейтрализован с
помощью поверхностно-активных веществ (пленок жидкости),
адсорбирующихся на частицах и проникающих в трещины. Эти
пленки экранируют молекулярные силы, стремящиеся сомкнуть
трещины. Эффект «самозалечивания» частиц может быть сни-
жен за счет увеличения скорости приложения нагрузок и часто-
ты воздействия импульсов сил, в результате увеличивается ин-
тенсивность разрушения из-за усталостных явлений.
Рассмотренный процесс разрушения материалов послужил
теоретической основой для совершенствования помольного
оборудования и, в частности, для создания машин, работающих
с повышенными скоростями рабочих органов. К таким машинам
относятся среднеходные мельницы.
Мельницы, работающие по принципу раздавливания, имеют
частоту вращения 2 — 5 с’1 и относятся к классу среднеходных.
Они предназначены для сверхтонкого измельчения, применяют-
ся в промышленности строительных материалов для помола из-
вести, гипса, сухой глины, мела, графита. К ним относятся вал-
ковые и роликово-маятниковые мельницы. В этих мельницах
материал зажимается между металлическими телами и раздав-
ливается до нужных размеров.
Шаровые среднеходные мельницы напоминают гигантский
опорный шарикоподшипник. При однорядном расположении
шаров одно кольцо неподвижно (обычно верхнее), другое (ниж-
нее) приводится во вращение от электродвигателя. При двух-
рядном расположении шаров крутящий момент передается на
среднее кольцо, верхнее и нижнее опорные кольца неподвижны.
Среднее кольцо приводится во вращение от вертикального вала
через коническую передачу. В качестве размалывающих тел
применяются шары диаметром от 190 мм (для малых размеров
121
мельниц) до 275 мм (для мельниц больших размеров). Шары на
беговой дорожке укладываются почти вплотную друг к другу с
зазором между ними около 15...20 мм.
В зависимости от сорта размалываемого материала давление
пружин на шар меняется от 600 до 1800 Н. По мере износа ша-
ров давление на шар ослабевает и восстанавливается путем под-
тягивания пружин на 4...6 мм, которое производится периоди-
чески после срабатывания шаров.
Материал подается тарельчатым питателем на шары с внут-
ренней стороны вращающегося кольца, куда выпадает также
возврат из сепаратора. Под влиянием разности уровней матери-
ал проходит через слой мелющих шаров и, отжимаемый центро-
бежными силами, в измельченном состоянии выбрасывается за
кольцо. Между вращающимся нижним кольцом и кожухом
мельницы имеется небольшая щель (обычно разбитая на ряд
отдельных отверстий - сопел), через которую поступает воздух,
подхватывающий размолотый материал и переносящий его в
область сепаратора.
На рис. 3.34 представлена схема шаровой кольцевой мельницы.
Рис. 3.34. Шаровая кольцевая мельница с центробежным сепара-
тором проходного типа:
1- патрубок дтя выхода аэросмеси; 2 - лопатки для регулирования тонко-
сти помола, 3 - сепаратор; 4 - дисковый питатель; 5 - неподвижное верх-
нее кольцо; б- шар; 7 - вращающееся нижнее кольцо; 8 - редуктор.
122
Начальный размер шаров должен быть увязан с размерами
кусков, причем связь между диаметром шара и диаметром кус-
ка определяется углом захвата <// , зависящим от угла трения
а (рис. 3.35) размалываемого материала по металлу.
Для условий качения цилиндра (шара) по плоскости необхо-
димо, чтобы а — и
dJg2W>
(3.127)
где dk - размер кусочка материала, м; dul - диаметр шара, м.
При f - 0,3 ( f - коэффициент трения) между металлом и
материалом
dk = 0,09^,
(3.128)
приближенно можно принять
(3.129)
dk =0Л<-
Рис. 3.35. Выбор размера шара
Так как куски материала не являются шарообразными, то по-
дача в мельницу более крупных кусков, чем рассчитанных по
(3.129), лишь снижает ее производительность и устойчивость.
Размол крупных кусков неправильной формы идет ступенями,
123
путем постепенного откалывания наиболее острых углов. Для
надежной работы мельницы при шарах диаметром 267 мм наи-
больший размер крупных кусков в материале не должен превы-
шать 30 мм.
Рис. 3.36. Выбор схемы конструкции размольного кольца.
Если материал заполняет нижнее сечение лотка, как показано
на рис.3.36, высота образующего сегмента hce4 не должна пре-
вышать найденного значения dk :
Л K(l,~d = 0,2г .
сеч к ш ’ ш
(3.130)
Это дает возможность определить значение угла tz3, он по-
лучается равным 37°.
Сечение сегмента материала при 2сг3= 74°.
Г^=0,165ги2.	(3.131)
Положим теперь, что при раздавливании материал равномер-
но распределяется по длине дуги, определяемой углом
124
а3 =а4(см. рис 3.36), образуя пылевидную ленту, охватываю-
щую шар, с толщиной h .
Значение ее может быть найдено из равенства сечений захва-
тываемого сегмента и слоя материала, проходящего под шарами:
Fcmya =  \4gn--—;	(3-132)
1 oU
0,165/c„rj =0,0175гш(«4 +«3)/n,	(3.133)
где - объемная масса насыпного слоя, кг/м3; уп - объёмная
масса уплотненного материала, кг/м3.
Угол «4 по условиям схода материала с кольца целесообраз-
но принимать не больше 60...65°, а угол а3- 30...35°. Для под-
счета величины Л примем сг4 +а3= 65°+35°= 100°.
Кроме того, учтем, что в результате раздавливания слой уп-
лотняется на 15 %, тогда
____0Д65/слгц;
0,0175 («4 +а3)у„
= 0,04к/ш.
(3.134)
В практических условиях захваченный шаром материал мо-
жет не разместиться на дуге а4 +	, что обусловливает некото-
рое проскальзывание (выброс) материала мимо шаров по обе
стороны кольца.
Следовательно, подсчитанное по формуле (3.120) значение
величины h является преувеличенным. Поэтому принимают в
качестве предельного значения
h & 0,03dш .
(3.135)
При dul = 200...250 мм h = 6...7,5 мм, значение h = 0,03с/ш
отвечает высоте эквивалентного сечения hce4 — 0,08dtu .
125
Обычно верхнее кольцо имеет угол обхвата в пределах 70°
(«, = а2 = 35°). Нижнее кольцо проектируется с несимметрич-
ными углами. На стороне входа угол сг3, равен 30...35°, на сто-
роне выхода сг4= 60...65°(рис.3.36).
Радиус закругления верхнего размольного кольца принима-
ется равным радиусу шара. Радиус закругления нижнего раз-
мольного кольца выполняется с учетом толщины слоя материа-
ла, составляющей 3...5 мм, так что радиус закругления нижнего
кольца гкол =гш +(3...5),где гш - радиус шара.
Учитывая подобную конфигурацию размалывающих колец,
легко подсчитать высоту щели между бортами колец, образуе-
мой на внешней кромке шаров:
Н = ^(cosctj + cos«4),	(3.136)
где а} и а4-углы обхвата шара (рис. 3.36).
Предельное значение Н при износе шаров и колец не менее
12... 15 мм.
Для предохранения выброса шаров из-под колец вследствие
центробежной силы необходимо определить высоту сжатия
пружин — hmin, которую нельзя допускать меньшей, чем вы-
соту подъема верхнего кольца, необходимую для выброса шара
из-под кольца, т. е. должно соблюдаться условие
аш-н>ип -h^,	(3.137)
где hn - высота пружины в рабочем состоянии; Allljn - высота
пружины при ее предельном сжатии.
Давление пружины зависит от твердости материала. Реко-
мендуют следующие величины давления на шар Р1и в зависимо-
сти от коэффициента размолоспособности клс :
126
Рш = 600-150£ж.
(3.138)
Как видно, прочный материал требует большего усилия сжа-
тия пружин, чем мягкий материал.
Для обеспечения соответствующего давления необходимо
подобрать пружины, отвечающие определенным требованиям.
Такой характеристикой пружины является зависимость ее высо-
ты от силы тяжести давящего на нее груза. В общем виде эта
характеристика определяется так:
«л
Р = «л(/г0-/г„)’
(3.139)
(3.140)
где h0 и — высота пружины соответственно в свободном и
зажатом состояниях, Р- сила давления на пружину, Н.
Обычно по окружности верхнего опорного кольца устанав-
ливают в малых мельницах три, в больших - четыре пружины.
Давление на шар [Н] в зависимости от степени сжатия пру-
жины
zo
(3.141)
где у0— число пружин; z0- число шаров.
Приведенные формулы позволяют подсчитать необходимую
затяжку пружин hn, если известны их характеристики и число
шаров, меняющиеся в зависимости от износа.
Как было указано, затяжку пружин, обусловливающую дав-
ление на каждый шар, необходимо производить в соответствии
с размольными особенностями материала. Излишнее давление
ведет к быстрому износу шаров и колец. Из практики примене-
127
ния шарикоподшипников известно, что при повышении давле-
ния на подшипник в два раза время его работы сокращается в
десять раз. Иначе говоря, износ шаров пропорционален давле-
нию в степени 3,3.
Вместе с тем, недостаточная затяжка пружин приводит к
проскальзыванию шаров по размольному кольцу, образованию
плоских мест («лысок»), что ведет к разогреву колец и шаров и
быстрому выходу их из строя. Следовательно, к выбору давле-
ния на шары необходимо относиться очень внимательно.
При выборе пружин необходимо учитывать давление от
пружин с составляющими центробежных сил, стремящихся вы-
бросить шары из кольца. Вертикальные составляющие от цен-
тробежных сил поднимают верхнее кольцо, и радиус вращения
шаров несколько увеличивается, причем значительному износу
подвергаются внешние борта колец. По мере их износа диаметр
беговой дорожки возрастает.
Значение вертикальной составляющей центробежной силы
зависит от точки В приложения этих сил на верхнем кольце
(рис. 3.36). Считают, что точка В лежит на середине дуги уг-
ла . Величина центробежной силы, действующей на оба коль-
ца в радиальном направлении:
G V2
P = -^z0.	(3.142)
gRk
Значение составляющей центробежной силы в направлении
точки В на одном кольце:
(3.143)
Вертикальная составляющая этой силы определяет соответ-
ствующую реакцию отдельных пружин:
128
Pcos-1 Pcos---1-	„
p 2 _____2_(3.144)
2 sin —	2gRktg-~ У °
где y0- число пружин на кольце; Gw - сила тяжести шара, Н;
ни(- окружная скорость шара, равная половине окружной ско-
рости кольца, [м/с]:
7tDkn
60-2’
где Dk - диаметр кольца, м.
В рабочих условиях слой материала под шаром находится
под давлением шара, силой тяжести верхнего кольца, давлением
пружин, обусловленным первичной затяжкой, и дополнитель-
ной реакцией от центральной силы и слоя материала, проходя-
щего под шарами и поднимающего на высоту h кольцо и пру-
жины.
В результате действительное давление на слой материала в
момент его раздавливания значительно больше, чем сила от
первичного нажатия пружин.
При расчете в качестве величины, определяющей затрату
энергии на размол, следует принимать силу давления на слой
материала, [Н]:
Рр =600-150^f + 5Gk, =Put + 56и,,	(3.146)
где коэффициент 5 учитывает влияние центробежной силы, си-
лы тяжести верхнего кольца и силы тяжести самого шара.
Давление на шар (реакция на верхнее кольцо), [Н]:
Рр -600-150^ + 4Gki = Рш + 4Gki.	(3.147)
129
Окружную скорость кольца выбирают с таким расчетом, что-
бы под влиянием центробежных сил не происходило холостого
выброса материала во внешнюю полость мельницы, т.е. не соз-
давалось паразитивной циркуляции за счет проскальзывания
материала мимо шаров. В наиболее благоприятном режиме ра-
диальная скорость поступления материала на кольцо должна
создавать такие условия, при которых крайние кусочки, посту-
пающие в наибольшем отдалении от шара, в пределе попали бы
под шар.
Определим радиальную скорость движения материала. Дви-
жущей силой в этом случае является разность между центро-
бежной силой и силами сопротивления, образующимися под
влиянием силы тяжести и формы поверхности, по которой идет
движение (рис. 3.37).
Рис. 3.37. Определение производительности мельницы.
Начало движения частицы под влиянием центробежной силы
определим из выражения
=mgfs,	(3-148)
где fs - некоторая величина, эквивалентная коэффициенту тре-
ния (ее определение дано ниже).
130
Минимальный радиус (м), при котором начинается движение
в радиальном направлении

(3.149)
Ускорение, с которым будет двигаться частица материала

j = co2R-gfs.	(3.150)
Если значение R меняется от /?niin до 7?0, то ускорение ме-
няется от нуля до j0. Среднее значение / :
R — R
jp=(02^^_sfs	(3151>
Скорость движения, приобретаемая материалом в радиаль-
ном направлении, при R = Ro
= 727,(Л>-Я™, ).	(3-152)
где .5 = Л,-Sni.
Подставляя значение Д, из (3.151) и 7?mio из (3.149), полу-
чим
г,=а>(Л1,-Л„.) = <ВЛ0-^.	(3.153)
(О
В идеальном случае количество материала, проходящее под
шарами, с толщиной слоя А, должно равняться количеству ма-
131
териала, поступающему на кольцо в радиальном направлении, с
толщиной слоя :
л0
,	,	к,. , тс (а, + ал)
hR vr d.u = ~h------Л-------.	(3.154)
0 " ‘	2	360
При плотной укладке шаров (<х, + сс4 » 115°)
р- У	Cl)
G)Rl^tLJ±hlidll =_^Lhd	(ЗЛ55)
со	2
Если принять h — hR , то получим следующие зависимости
частоты вращения вала от диаметра размольного кольца:
«>=
V
зоД/,
И » --=—.
К
(3.156)
(3.157)
В соответствии с выражением (3.156) определяется окружная
скорость кольца, (м/с):
va =юЛо =	=7^°* 	(3.158)
При определении величины fs, учтем, что во время прохода
материала через размольное кольцо характер измельчаемого ма-
териала усложняется. Центробежные силы должны преодолевать
повышенную сцепляемость материала с металлом, появляющую-
ся после раздавливания материала шаром, и сопротивления, свя-
занные с подъемом материала на наружной части лотка.
132
Рассмотрим условия равновесия равномерного слоя материа-
ла толщиной Л , выходящего из-под шара. На некоторый эле-
мент слоя da (на единице длины кольца) действует центробеж-
ная сила dP и сила тяжести, dgk = 2hjda (рис.3.38).
А/с 3.38. Равновесие слоя материала на наклонной части лотка.
Величина поднимающей силы на наружной части лотка равна
dPcosa.
(3.159)
Эта сила преодолевает силы трения (появляющиеся за счет
влияния центробежных сил и сил тяжести) и составляющие си-
лы тяжести, противодействующие подъему частиц вверх:
f dP sin а + dgk sin a + f dgk cos a,	(3.160)
где f — коэффициент трения скольжения.
Таким образом, условие равновесия элемента dgk
dPcosa = f dPsina + dgk sma-dgk cosrz. (3.161)
Преобразуем выражение (3.161)
133
dP(cos a - /sin a) = dgk (sin a-f cos ex),
и заменим f через tgy/ :
sin w
= tgW = ——
COS^'
(3.162)
(3.163)
Тогда
dP = dgktg(cx + y/) = hrjtg(cx + y/)da .	(3.164)
Таковы условия равновесия для элемента dgk . Для всего
слоя в целом величина Р определяется как интеграл:
+«4
Р = hr j ftg(a + yf)dcx = hrj x
-«3
x [- In cos(tz4 + yx) + In cos(«3 + <//)] = f.hrj
(3.165)
При интегрировании для простоты можно принимать, что
значение центробежной силы Р при изменении сх от — «3 до
+ «4 не меняется и отвечает среднему значению радиуса Ro .
Положительные значения углов а приняты вправо от верти-
кальной оси, отрицательные — влево.
Заменим величину hr j некоторым весом mg и запишем ве-
личину Р в раскрытом виде. Тогда условия движения материа-
ла на наклонной части лотка будут определяться неравенством
mco^R > mgfs,	(3.166)
134
где
fs = In
cos(a3 + у/)
cos(<z4 +Д!/)
(3.167)
Таким образом, при расчете движения материала по вогну-
тому лотку размольного кольца надо применять не простое зна-
чение коэффициента трения, а некоторое сложное выражение
fs, отражающее и форму лотка.
В результате частота вращения вала [с'1]
30 L. cos(«3+y/)
-7= 2 In-----------
У7?о \ cos(«4 +1//)
(3.168)
Величина зависит от конструктивного оформления коль-
ца (<73, г/4) и коэффициента трения (угла у/). При возрастании
цг величина fs быстро увеличивается. Следовательно, при
больших углах трения и при указанной форме лотка появляются
значительные трудности для сталкивания раздавленной массы
материала с кольца.
Примем i/J = 23...24°, что дает fs = 3 (при а3 = 35° и а4 =
65°), тогда
ЗОУб > 104
дК ~дК
(3.169)
Небольшие отклонения И в ту или другую сторону значения
не имеют. Для большей надежности можно принимать
115
(3.170)
135
При этом окружная скорость кольца

(3.171)
Различают три вида производительности среднеходной ша-
ровой мельницы:
а)	производительность мельницы по выносу пыли из-под
шаров;
б)	размольная производительность мельницы;
в)	сушильная производительность мельницы.
Производительность мельницы по выносу пыли из-под ша-
ров определяется количеством материала, проходящего под ша-
рами, поэтому может быть выражена следующим образом,
(кг/ч):
Q = —3600j Sh v z0,
if М	lit V -
(3.172)
где ку - кратность циркуляции при размоле; /и- насыпная
масса материала, кг/м3 ; 5 — дуга охвата шара, м, обычно вели-
чина S соответствует углу 90... 100°, при угле 115° S = dul; /? —
высота слоя материала, проходящего под шаром, м, определяет-
ся давлением пружин и сортом материала. Установить величину
h точно затруднительно, можно предполагать, что она колеб-
лется в зависимости от нагрузки мельницы - от нулевых значе-
ний до 6 мм; произведение Shvui даег объем материала, прохо-
дящего через один шар; viu - скорость набегания материала под
шар, (м/с):
z0- число шаров.
136
При .S' = pdu.
nDk .
dw + AJ ~ 1,06^ ’
При a = 100°, S = 0,87dM,
1	6 r— 7tD.	hl), I—-
e = — 3600 / „[!d„h-^Dl ----- = *,-,</>.. (3.173)
к 4	2 dM+Ad	k4
,	3,6/ 6яД 3,6 0,8-6-3,14 0,87
x3 »-----------«----------------------
2 1,06	2-1,06
: 22,3,
где Ас/ зазор между пирами, приблизительно равный 0,06dui.
Как видно из (3.173), производительность мельницы в основ-
ном определяется размером кольца Dk. При раздавливании ма-
териала величины h и к связаны между собой и определяют в
итоге тонкость помола.
Размольная производительность мельницы обусловлена сле-
дующими факторами. При увеличении производительности
мельницы мощность, затрачиваемая на размол, растет линейно с
некоторой величины Na до предельного значения N . Мощ-
ность на размол включает энергию, затрачиваемую на измель-
чение материала и потери энергии из-за вращения шаров по
чистому кольцу.
Для определения размольной производительности необходимо
выявлять мощность, потребляемую на измельчение материала.
Если для мельницы и вентилятора применяется общий элек-
тродвигатель, то суммарный расход энергии составит
(3.174)
137
где - холостой ход, относящийся к мельнице, Вт; N
мощность, затрачиваемая на размол материала, Вт; - мощ-
ность холостого хода, связанная с работой вентилятора. Вт;
Nuct — мощность, затрачиваемая на работу вентилятора, Вт.
Мощность, затрачиваемая на размол N, принимается рав-
ной дополнительной мощности, которую по сравнению с холо-
стым ходом надо расходовать при размоле материала в мельни-
це. Эта дополнительная мощность будет меняться от нуля до
некоторой максимальной величины (в зависимости от размалы-
ваемого материала). Обычно расчеты ведутся на максимальную
(предельную) мощность мельницы.
Для того чтобы определить TV* -I- Nр , надо узнать усилие,
прилагаемое к ведущему кольцу QK, отнесенное к одному шару.
Если это усилие, а также число работающих шаров Z и их ок-
ружная скорость (скорость набегания шаров на слой) извест-
ны, то мощность, затрачиваемая на вращение кольца, составит
N =Na‘+Nd =-	(3.175)
р 102/^,
где - КПД передачи и электродвигателя, величину 7/н+э,
можно принимать равной 0,8...0,85.
Усилие Q следует подсчитывать с учетом разных условий
качения шара по верхнем}' (металл по металлу) и нижнему (ме-
талл по материал}') кольцу. Силы, возникающие при этом, пока-
заны на рис. 3.39. Р - давление на шар в рабочих условиях,
учитывающее давление пружин и силу тяжести верхнего кольца
в статическом состоянии, а также дополнительные силы, появ-
ляющиеся в результате действия центробежных сил при работе
мельницы.
138
В соответствии с формулой (3.147) величина Р (реакция
на верхнее кольцо одного шара), определяется из уравнения
(3.176)
р = ррш +G,
Рис. 3.39. Схема сил, действующих на шар при его движении по
слою материала.
При вращении кольца точка приложения силы Р сдвигает-
ся против вертикальной оси шара на величину к2, м (А'2 - ко-
эффициент трения качения шара по металлу), точно так же для
силы Ррш + GUI на нижнем кольце имеет место сдвиг к}, м.
Под влиянием силы Q шар начинает поворачиваться вокруг
верхней опоры (точки А). Поэтому скорость движения его цен-
тра в два раза меньше vk , т. е. уш = 1'к / 2 . Эта скорость и рав-
няется скорости набегания шара на слой.
Из уравнения моментов относительно точки А находим Q:
kAPpUl +GM)+ kiPpui
(3.177)
139
Примем величину Л2 (качения металла по слабозагрязнен-
ному металлу):
*2=0,(Ши,	(3.178)
что отвечает углу /3 = 3,5°. Найдем величину' к}:
A, =^'-sinZlp,	(3.179)
где /j зависит от высоты слоя материала перед шаром и меня-
ется от /2 = 3,5° (качение при холостом ходе металла по метал-
лу) до некоторого значения/^ . Таким образом, у1р зависит от
нагрузки мельницы.
Ранее принятая высота затягиваемого слоя h = 0,03d ш отве-
чает высоте эквивалентного сегмента hce2 = 0,08<7. и углу =
33е.
Отнесем линию приложения силы Рр11 + Gw к углу у1р =
14°. Тогда
d
к\=~ sin 14° ~ °Д 2d,u 	(3.180)
С учетом (3.178) и (3.179) получаем следующее расчетное
выражение взамен (3.163):
е=о,12(ррш +G,j+o,o3,,.. =е,+е„- р-щ
При холостом ходе (без материала) кх —к2 = 0,03d ш , поэтому
140
e:=0,03(2PpM+Gw).	(3.182)
Подставляя (3.182) в (3.175), найдем мощность холостого хо-
да без материала (т.е. при наличии верхнего и нижнего трения
качения металла по металлу):
102г;„
(3.183)
Из (3.181) следует, что Qrx = О,ОЗР .Тогда, подставляя
значение Qyx в (3.176), находим мощность, затрачиваемую на
холостой ход во время размола (т. е. при наличии только верх-
него трения качения металла по металлу):
0>03Рр<ЛУ,и
102гЛ1+э.,
(3.184)
или без учета потерь в передаче и электродвигателе
Nm
XX
W3PPUIZVUI
102
(3.185)
Мощность, затрачиваемая непосредственно на размол, опре-
деляется, если в выражение (3.175) подставим вместо Q значе-
ние из (3.1 81):
л;,
zQpvM 0,124P^+G,Jvw
102	102
(3.186)
Исходя из физико-механических свойств материала и качеств
получаемого продукта, мощность, требуемая для размола мате-
риала, может быть найдена из выражения
141
V =-^-п п п - ВЭ“ п
N р , '^кп^др^тп " . Ищп’
30	ро
(3.187)
где Э( — некоторая постоянная, характеризующая расход энер-
гии на размол эталонного материала (7,„ = 1) при доведении ма-
териала с Rs = 20 % до Rgs= 36,8 %. Учитывая особенность из-
мельчения в шаровых кольцевых мельницах, а также то, что
расчет ведется для процесса без потерь, принимаем Эо — 6
кВт-ч/т; П^,ПА ,Птп - поправки, соответственно, на влаж-
ность, дробление и тонкость помола:
100—|(|УР)2-(»КИУ~
100-17" ^(и’рУ-(и/г'”)2 ’
где IV р , fVa - соответственно, рабочая и воздушно-сухая
влажность размалываемого материала; Wcr — средняя влаж-
ность, при которой ведется измельчение материала:
17=
217/ + 17/
17/ +wf
(3.189)
где 17( - влажность смеси первичного материала и возврата
перед мельницей, %,

(3.190)
здесь к - кратность циркуляции,
142
7200^1+ 2^/)'
(3.191)
WB — влажность материала, возвращаемого в ротор из шахты, %
WB=\,2Wn,
здесь Wn - влажность пыли, %; W2— средняя влажность мате-
риала за мельницей.
+(у-1К
(3.192)
Далее в уравнении (3.187)
Пдр =1 + 0,104	1,61-1п— =1,167-0,1041п—, (3.193) <	^5 J	^5 ^ти=1п^,	(3.194) ^88
Коэффициент размолоспособности к измельчаемого мате-
риала определяется по формуле
кю
к
р П П
11 вл11 др
(3.195)
Приравнивая (3.186) и (3.187), находим предельную произво-
дительность мельницы, кг/с:
143
N	0,12z(P + G )v,M к
'	Г' 102-6-^77^
При определении Q для разных режимов (в том числе ниже
предельного) необходимо иметь в виду следующие особенности
работы шаровых кольцевых мельниц.
Повышение производительности мельницы осуществляется за
счет увеличения высоты слоя материала на размольном кольце. Но
увеличение количества материала требует одновременно (во избе-
жание завалов мельницы) повышения расхода воздуха, что в свою
очередь приводит к загрублению помола. Поэтому повышение
производительности мельницы связано, с одной стороны, с повы-
шением мощности, затрачиваемой на размол (из-за увеличения
высоты материала на размольной дорожке), а с другой - со сниже-
нием удельного расхода энергии за счет загрубления помола.
Опыт показывает, что наиболее устойчивая работа мельницы
по условиям пневмотранспорта и необходимая увязка размоль-
ной и сушильной производительности обеспечивается при со-
блюдении постоянной концентрации материала. При этом необ-
ходимо изменение тонкости помола.
При неизменном положении створок сепаратора изменение
тонкости помола (Roos), можно считать зависящим линейно от
расхода воздуха Q через сепаратор, поэтому
R = atQ + a2.	(3.197)
Вместе с тем величина Q прямо пропорционально зависит
от В:
Q = кВ + 3,	(3.198)
поэтому для ПСМ существует связь между 7?00s и Q типа
/?oos=«oC + <V	(3.199)
144
Если изменение связать с условной скоростью воздуха,
отнесенной к полному сечению мельницы (корпуса), то
^008	+ а2к >
(3.200)
С учетом отмеченной особенности размола материала в ПСМ
получаем окончательную формулу для подсчета полного удель-
ного расхода энергии на размол при переменном значении Q,
Вт-ч/кг:
kXNP = ksN" + Эо 1п 100
Q Q кро a0Q+S0’
(3.201)
где ks =2------(по экспериментальным данным).
Qnp
Рассмотрим мощность, расходуемую на вентиляцию мельни-
цы. Характерная особенность вентиляторов, обслуживающих
современные среднеходные мельницы, - постоянство их КПД и
развиваемого ими напора в определенном диапазоне производи-
тельности Q При этих значениях Q мощность, затрачиваемая
на вентилятор, с достаточной точностью определяется как
Nee„ ~aeQ-
(3.202)
При малых или очень больших значениях Q начинает сказы-
ваться ухудшение КПД вентилятора и мощность, затрачиваемая
на вентилятор, не соответствует уравнению (3.188). Благодаря
автоматическому регулированию концентрация материала в
мельнице поддерживается достаточно постоянной, поэтому
Q” = k"Q + 8",
(3.203)
145
или
Учитывая выражение (3.188), получаем
Квеи = aa(k"Q + $").	(3.204)
Если привод вентилятора и мельницы от одного электродви-
гателя, в понятие NeeH нередко включают и потери холостого
хода при размоле:
=4,2e = -^- + K+W;-)=-^a, (3.205)
3677)ол+„	нол+и
где Q - производительность, тыс-м3/ч; 4,2 - коэффициент, учи-
тывающий соответствующий напор вентилятора и все потери в
самой мельнице, вентиляторе, передаче и электродвигателе;
N ™ - потери холостого хода при размоле, кВт [по формуле
(3.191)].
При подсчете NeeH по выражению (3.205) затраты энергии в
мельнице должны вестись без учета КПД передачи и электро-
двигателя. Обратимся теперь к сушильной производительности
мельницы.
Среднеходные мельницы обычно работают под аэродинами-
ческим давлением, поэтому трудно ожидать по условиям работы
вентилятора возможность использования воздуха выше 250°С.
Это в значительной степени ограничивает сушильную произво-
дительность среднеходных мельниц.
Количество воздуха, проходящего через агрегат, ограничива-
ется в современных конструкциях скоростью 2...3 м/с, которая
относится к условному сечению корпуса. Расход воздуха за
146
мельницей (м3/с) может быть ориентировочно подсчитан по
формуле
Q” = 3 • 3600  0,785Г>2 = 8500D2.	(3.206)
Необходимость иметь высокие скорости воздуха в кольцевом
сечении обусловливает применение высоконапорных вентиля-
торов ((5...6) 103 Н/м2), что приводит к значительным потерям
энергии на вентиляцию (мощность, затрачиваемая на вентиля-
цию в среднеходной мельнице, примерно равна мощности, иду-
щей на размол). Последняя особенность указывает на невыгод-
ность повышения расхода воздуха или его температуры, так как
и то и другое значительно снижает экономичность размола в
мельницах обычных конструкций.
Если количество воздуха за мельницей определяется по вы-
ражению (3.192), то, зная начальную и конечную температуру,
сушильную производительность мельницы можно определить
обычным методом из уравнения теплового баланса. При состав-
лении баланса обычно задают степень подсушки топлива, нахо-
дят либо температуру газов перед системой, либо количество
сушильного агента, затрачиваемого на 1 кг сырого материала.
Сушильная производительность мельницы
V
Q = ~,	(3.207)
Дц
где Умв- производительность мельничною вентилятора (обыч-
но задается), м3/ч; Д v - количество газо-воздушной смеси, при-
ходящейся на 1 кг сырого материала (м3 /кг), по состоянию этой
смеси мельничного вентилятора:
"1 + Да AIT + (j' + <7 Да)/// 273 + <а 760
) 273
147
Подставим полученное выражение Див формул}' (3.207):

V
Q = ^_--------------- _
Др 1 + Да ЮСОДИ^ + с/ + <7яДа
Ю00л„

(1 + Да) — +----—
\.ja ^jen
(3.208)
где 7^- объемная масса сухого газа, кг/м3; jen - объемная мас-
са влажного пара, кг/м3; jCi - jen- 1,293 кг/м3; Да - доля при-
соса в системе, значение этой величины берётся в пределе 0,35-
0,72; /л - концентрация материала; (3 - коэффициент заполне-
ния, изменяющийся в пределах 20...25 %; de - влагосодержа-
ние воздуха, количество паров в килограммах, приходящееся на
1 кг сухого воздуха.
3.4.3 Процесс помола в тарельчато-валковых мельницах
Современные валковые мельницы представляют собой усо-
вершенствованные конструкции тех установок, которые исполь-
зовались еще полвека назад. До 1950 г. валковые мельницы ши-
роко применялись в США для предварительного помола це-
ментного клинкера. С начала 1950-х гг. они были вытеснены
короткими шаровыми мельницами большого диаметра для пер-
вичного помола клинкера.
В Европе интерес к валковым мельницам возрос за последние
25 лет после широкого распространения печей с циклонными
теплообменниками. Применение печей позволило снизить тем-
пературу отходящих газов с 550 до 350 °C. Современные валко-
вые мельницы хорошо приспособлены к использованию этих
газов для сушки сырья при помоле. За мельницей температура
газов снижается до 90...100 °C. Другими преимуществами вал-
148
ковых мельниц по сравнению с шаровыми являются снижение
расхода электроэнергии примерно вдвое и более высокий КПД.
Валковая мельница с горизонтальной тарелкой (рис. 3.40) ра-
ботает по принципу раздавливания и частично по принципу ис-
тирания. Мельница состоит из вращающейся тарелки 5, по ко-
торой катятся сидящие на неподвижных осях валки 2. Материал
затягивается под валки вращающейся тарелкой. Давление, необ-
ходимое для раздавливания материала валками, создается час-
тично массой валка, а в основном с помощью нажимных пружин
7, гидро- , либо пневмоцилиндров. При холостом ходе (без ма-
териала) между тарелкой и роликом имеется небольшой зазор
(1,25 мм). Количество размалывающих валков в современных
конструкциях равно двум, наклон их осей примерно 15°.
Рис. 3.40. Схема тарельчато-валковой мельницы:
/ - пружины; 2 - валки; 3 - подпорные кольца у тарелки; 4 - кольце-
вой проход для воздуха; 5 - вращающаяся тарелка; 6 - воздушная ко-
робка; 7 - карман для отхода: 8 - редуктор.
В настоящее время мельницы строятся с плоской тарелкой,
вращающейся с окружной скоростью около 3 м/с. Для защиты
материала от соскальзывания с тарелки ставится подпорное
149
кольцо 3, высота которого может в зависимости от материала
или типоразмера мельниц меняться. Подпорное кольцо поддер-
живает на тарелке определенный слой материала и повышает
таким образом эффективность размола. Давление пружин в за-
висимости от типоразмера мельницы колеблется от 0,2 до 50 т
на ролик. Тарелка мельницы вращается с постоянной скоро-
стью. Диаметр валка в среднем составляет около 70 % от диа-
метра размалывающей тарелки, а его полезная ширина — в сред-
нем 20 % от диаметра тарелки.
Воздух температурой до 600 °C подается в мельницу через
кольцевой канал вокруг тарелки. Количество воздуха, вентили-
рующее мельницу, колеблется от 1 до 3 нм3/кг материала.
Воздух, проходя с достаточно большими скоростями (до 80
м/с) вокруг тарелки, подхватывает образующуюся пыль и выно-
сит ее к сепаратору, который выполнен в виде вращающейся
корзины с лопатками. Вихрь, образующийся в верхней части
мельницы, а также непосредственное механическое воздействие
лопаток на крупные частицы содействуют отбиванию крупных
фракций и возврату их в полость мельницы. Готовый продукт
проходит внутрь сепаратора и выдается из мельницы через цен-
тральную трубу. Вращение сепаратора осуществляется от элек-
тродвигателя с регулируемой скоростью. Увеличение частоты
вращения электродвигателя позволяет получить более тонкий
продукт.
Выпадающие из мельницы крупные куски попадают в осо-
бые карманы, из которых удаляются вручную. Помимо воздуха,
подаваемого под тарелку, может быть осуществлена частичная
подача, газов поверх размалывающей тарелки.
Существуют установки, работающие с двумя вентиляторами:
один вентилятор ставится за мельницей, другой — перед. Давле-
ние, развиваемое вентилятором перед мельницей, может быть
заменено давлением дутьевых вентиляторов воздушного подог-
ревателя.
Окружные скорости тарелки и валка различны, так как ось
валка не пересекается с его образующей в одной точке на верти-
кальной оси мельницы. Из-за разницы в окружных скоростях
150
получается дополнительный размол за счет истирания. Это по-
зволяет применять мельницу для более или менее вязких мате-
риалов. Однако износ при этом значительно возрастает. Тарелки
и валки вращаются на роликовых подшипниках. Все смазывае-
мые детали вынесены из области размола.
Материал (допустимый размер кусков до 50 мм) подается в
мельницу лопастным питателем. Производительность мельницы
тем больше, чем больше размер валка. Несколько малых валков
того же объема дают меньшую производительность, чем один
большой, поэтому в последних конструкциях число валков со-
кращено до двух.
Тонкость помола регулируется частотой вращения вала сепа-
ратора и объемом газов, пропускаемых через мельницу. Во из-
бежание забивания мельницы необходимо обеспечивать мини-
мальную скорость воздуха между тарелкой и кожухом в преде-
лах 20...30 м/с при температуре порядка 200 ° С.
По мере износа работающих деталей производительность
мельницы уменьшается. Особенно влияет на работу мельницы
износ тарелки. Так, к моменту смены износившихся деталей
производительность мельницы может снизиться до 25 %.
Экономичность размола в валковых мельницах значительно
выше, чем в шаровых барабанных мельницах (примерно в
2,2...2,3 раза).
Ведущая деталь валковой мельницы - тарелка, окружная
скорость которой обычно лишь незначительно отличается от
окружной скорости валка (за счет скольжения). Отсюда частота
вращения валка (с1) может быть определена из следующего со-
отношения:
D
п= — пт,	(3.209)
Д,
где пт и DT- соответственно частота вращения и диаметр та-
релки; Dg — диаметр валка.
151
При вращении валка по горизонтальной тарелке необходимо,
чтобы центробежная сила, действующая по радиусу тарелки,
уравновешивалась силой трения на внутреннем диаметре D".
близком к внутренней линии валка (рис. 3.41). Это условие не-
обходимо выполнять, чтобы обеспечивать наилучший подвод
материала под валок.
Рис. 3.41. Условие равновесия частицы на плоской вращающейся
поверхности.
Из уравнения равновесия центробежной силы и силы трения
W7V2
D" i2-m§fcK’
(3.210)
находим (принимая, что я’2 = g):
(3.211)
где fCK - коэффициент скольжения слоя материала по металлу в
радиальном направлении; у = 7tD"n / 60 - окружная скорость
тарелки на радиусе D" / 2.
Но так как горизонтальные тарелки обычно снабжаются под-
порными кольцами, с помощью которых регулируются высота и
152
наклон слоя, то более правильно при расчетах исходить из рав-
новесия частиц на наклонной поверхности слоя, образующейся
за счет влияния подпорного кольца.
При высоте подпорной стенки, равной 0,1 от длины валка,
создается угол подъема а « 6°.
Из условия равновесия частиц на наклонной поверхности
п 42>3 рек
Принимая tga = 0,1, fCK = 0,3 , получим
42,3 I 0,3 + 0,1	28,8
«т = ~Т= J------ = I-- •
дРГ V1 - 0,3 • 0,1
(3.212)
(3.213)
Частота вращения, подсчитанная по этому выражению, дает
следующее значение для окружной скорости тарелки на внут-
ренней кромке:
г = -^^,’ = 1,5170;.
(3.214)
Величины v" или D" подбирают произвольно, что создает
неопределенность при выборе размеров тарелки. Чтобы избе-
жать этого, выгоднее исходить из окружной скорости внешней
кромки г', связанной с v” , выражением
V = V = —- =--г==^ .
d" Jrr
(3.215)
153
Значение v' на основе опыта работы мельниц с горизонталь-
ной тарелкой рекомендуется принимать примерно 3 м/с. Из
уравнения (3.201)
а/р;«о,5г>;.
(3.216)
Тогда ит при постоянном значении v' = 3 м/с определяется
из выражения
28,8	57,6 60
и =--------=------«-----.
0,52?' D' D'
’ т т т
(3.217)
Высота захватываемого слоя (или максимальный диаметр
частицы измельчаемого материала) зависит от свойств материа-
ла (угла трения у/ ) и формы поверхности, на которой происхо-
дит измельчение. Высоту захватываемого слоя вычисляют по
углу захвата а (рис. 3.42), отсчитываемому от точки касания D
валка и поверхности катания до точки касания А валка с мате-
риалом в момент начала затягивания шара под валок.
Е
Рис. 3.42. Определение высоты слоя материала под валком
154
Форма поверхности, на которой ведётся раздавливание, оп-
ределяется углом /, дающим сдвиг точки В касания шара ма-
териала на мелющей поверхности, отсчитываемой от той же
точки Т .
При подходе слоя под валок в точке соприкосновения шара с
валком (точка А ) создаётся некоторая сила Р, направленная по
радиусу валка. Если перенести силу Р в центр частицы мате-
риала и разложить её по направлению О к В (к радиусу Rk по-
верхности качения) и линии ЕЕ , перпендикулярной к хорде
А В , то сила, действующая по линии ЕЕ , будет равна
2Psin(/?/2), а составляющая по радиусу /^окажется равной
Р .Сила 2Psin(/?/2), направленная против движения, вытал-
кивает частицу из защемления.
Силы Р в точках А и В создают силы трения f Р и явля-
ются силами, затягивающими частицу под валок. Проекция этих
сил на линию ЕЕ
(JP + fP)ccsp/2 = 2fPcospl2, (3.218)
где Р - угол, образуемый касательными, проведенными в точ-
ках А и В .
Из треугольника ОвОкОг следует, что р = ау.
Частица затягивается под валок, если затягивающая сила бу-
дет больше выталкивающей, т. е. когда
2fRcospl2>2fPsmpl2,	(3.219)
сс — у
отсюда f >tgP / 2. Но так как Р - d —у , то f >tg —.
Запишем коэффициент трения f через тангенс угла трения:
155
у	a-у
f = tgy/ = tg—-+-
(3.220)
При катании валка по плоскости у = 0, поэтому для плоских
тарелок
а = 2^/ .
(3.221)
При двух валках, вращающихся навстречу друг другу, угол
у отрицателен. При равенстве диаметров обоих валков у = —а,
поэтому
а = 1// .
(3.222)
Размеры затягиваемого шара или высоту слоя, поступающего
под валок, в общем случае определяют из выражения
ОкВ = R,: = r + (Re +r)cos(«-/) + (Rk-Re)cosy. (3.223)
Учитывая, что
а — у- 2у/ и что из треугольников
ОеОКСиОгОвС
^-дв=(к+0—
sin 2у/
sin/
(3.224)
исключим из уравнения (3.223) величину Rk , и после элемен-
тарных преобразований получим
r _ tgy + tgy/2 ~
D(. ^tg^-tgy/2
(3.225)
Таким образом, диаметр затягиваемого куска dk = £}De пря-
мо зависит от размеров валка, от формы поверхности катания
(определяемой углом у) и от угла трения I// материала по ме-
таллу.
Для плоских тарелок у = 0, Rn = со , поэтому
dk 2
= n=tz W 
(3.226)
Диаметр затягиваемого куска при плоской тарелке найдем из
формулы (3.225), приняв Ц/ = 0,3 :
dk=Q,Q9De.
(3.227)
Так как диаметры валков крупных агрегатов колеблются в
пределах 600...800 мм, то размер максимального куска в мате-
риале для плоских тарелок допустим до величины 55...75 мм.
Однако наличие крупнозернистого материала создает неблаго-
приятные условия для работы валков, поэтому применяют более
мелкий до 15...20 мм.
Высота слоя материала не может быть равной dk , так как
при этом получалась бы излишняя кратность циркуляции, что
ведет к неустойчивой работе мельницы. Фактически вполне
достаточна высота слоя материала под валком
Яет<0,03Рв.	(3.228)
Эта величина включает также зазор между валком и тарелкой
при холостом ходе мельницы. Последний обычно принимают
равным 0,05Д( , поэтому необходимо предусматривать воз-
можность подъема валка на высоту
157
Лс,=/Д-0,05Д =0,0025Д.
(3.229)
Величина О, ОЗД определяет точку приложения сил при
вращении валка (рис. 3.43).
При	высоте	сегмента
hCJI = 0,025Д = 0,05Д угол =18°. Примем точку А прило-
жения силы под углом а, = 3° к оси у (рис. 3.43) Тогда коэф-
фициент трения качения
fKm=tga^O,05.	(3.230)
Рис. 3.43. Схема сил, действующих при размоле материала валком
Для валковых мельниц с коническими тарелками угол у
произволен и определяется соотношением Rk! Re :
Rk (l + £,1)sin2^ + sm^
Re	sin ly
(3.231)
Для частного случая, когда у = 2iy ,
- 2 +
(3.232)
158
но для того же угла у — 2^/
dk
De
Mtgy/-tgi//
При малых углах цг tg2ij/ = tgi//, поэтому для мельниц с ко-
ническими тарелками
dlr Л 2
Тогда вместо (3.232) приближенно можно записать
f2 « 2 + 2/gV .
(3.233)
Если исходить из закономерности измельчения по принципу
раздавливания, то удельный расход энергии на размол материала в
зависимости от качества измельчаемого материала составляет
<т2&
Э = —(3.234)
р 2еу
где кц — кратность циркуляции, необходимая для доведения раз-
давливаемого объема материала до нужной тонкости помола.
С другой стороны,
э
кло ^008
(3.235)
Приравнивая формулы, получаем
159
= b 100
2^/ k.l0 Rom
(3.236)
где 3ori - удельный расход энергии на вращение тарелки.
,	, 100
Примем, что ktj пропорциональна In---, а <т =	, тогда
^008
ct = T/Rw,
(3.237)
где
г=Н122£^ак=сото/.

Получение разрушающего напряжения в слое связано с об-
щим давлением валка на слой, поэтому'
(3.238)
где за условную характеристику давления на слой принято от-
ношение полной силы, действующей на слой Ge, отнесенной к
площади DL (D и L - соответственно, диаметр и длина ци-
линдрического валка). Величина Ge / DL растёт с увеличением
диаметра тарелки Z)T. В дальнейшем принимаем
к:,0
(3.239)
160
Следовательно, сила тяжести валка и реакция пружин долж-
ны обеспечивать давление
g, =~(z>;+1)(ш),	(3.240)
Кло
где D\ - диаметр тарелки, м.
При увеличении отношения Ge / DL мельница получается
более компактной, однако износ элементов значительно возрас-
тает, надежность работы снижается.
При расчете давления в конусных валках величину D берут
по среднему диаметру:
De.cp =D\~Le sin	- % ) .	(3.241)
За опорную плоскость условно принимают величину
DL-DecpHe,	(3.242)
где Ни высота валка, м.
=	(3-243>
(Д. - длина образующей валка, м).
Следовательно, расчет давления при конусных валках ведут
по выражению
65
65
к,о
(3.244)
7-£>«4(£>т + 1)	xcos(^-%)
к,
к
&
161
где D[ - больший диаметр конусного валка, м.
Обычно L, и D'B выражают через DT :
Lg ~ ^LT^t
(3.245)
для плоских тарелок kLT — 0,2, kDT = 0,76 .
При малых значениях (рх — (ре (в пределах 5°) можно пользо-
ваться (с ошибкой не более 5 %) упрощенным выражением:
О 7	9
с.=т-УЛ,(Д) (1+Д)-	0.246)
Производительность мельницы [кг/с]
(3.247)
где Nм - мощность, потребляемая мельницей из сети. Вт; Эр -
удельный расход энергии на размол, Дж/кг:
Эр=^П^7орПтп,	(3.248)
Так как валковые мельницы с пружинным нажатием в значи-
тельной степени измельчают материал по принципу истирания,
абсолютное значение величины Эр зависит от доли энергии,
затрачиваемой на истирание. Для расчетов условно принимаем,
что при чистом качении Эакач = 66 кВт ч/т, при чистом истира-
нии Эаист =12 кВт ч/т.
162
В уравнении (3.248)
) = к Эск + к = 12к +6к ,
а ск а кич	ск кач ’
по так как
Кач =^~кск^
Эа=П-Л2ккач + 6ккач =\2-(>ккт.	(3.249)
Степень скольжения кск определяем по формуле
k _ NCK _______1	(3.250)
СК N~+N™ „
JKU4	ryf
i+ —J ,
f (Ls ьв
f —------- COS (D
lDT Ve)
Расход энергии на пневмотранспорт определяют после выяв-
ления производительности и напора мельничного вентилятора.
Производительность мельницы по выносу пыли из-под вал-
ков пропорциональна высоте слоя материала (до известного
предела), пропускаемого под валком. Если скорость затягивания
материала под валок - Г'п, то при ширине валка Le и высоте
слоя h количество материала, проходящее размольный объем,
к г7с, составит
^0 = 3600^4^,	(3.251)
где z - количество валков; у — объёмная масса материала,
кг/м3.
Высота слоя зависит от конструктивного оформления мель-
ницы и диаметра валка. Высота слоя прямо пропорциональна
диаметру валка Ds, т.е.
163
h = ExDe,	(3.252)
где - коэффициент пропорциональности, зависящий от кон-
структивной схемы мельницы и качества материала.
Заменяя в выражении (3.251) величину vg через 7tDen/ 60 и
h через ExDg, найдем производительность мельницы, [кг/с]:
240у
6 =	(з.253)
кч
где Ve - объем валка, м3.
Следовательно, пропускная способность тарельчато-
валковой мельницы определяется объемом мелющих валков,
частотой их вращения и конструктивным оформлением схемы
. Кратность циркуляции кц зависит от степени нажатия валка
на слой материала.
Определение мощности валковой мельницы
Валок вращается на неподвижной оси, прижимаемый к слою
материала силой Ge (сила пружин плюс сила тяжести валка).
При набегании слоя материала валок приводится во вращение.
Точка приложения равнодействующих сил и общая затрата
мощности на его вращение зависят от высоты набегающего
слоя. В общем случае может наблюдаться частичное проскаль-
зывание материала под валками. Поэтому мощность, затрачи-
ваемая на вращение тарелки, будет складываться из работы,
идущей на преодоление сил трения, и из работы, идущей на
преодоление сопротивления деформируемого слоя.
Пусть Ge - давление на валок (Н), нормальное к плоскости
слоя (рис.3.43);/?с7 - горизонтальная составляющая сопротивле-
ния слоя, равная общему давлению валка на слой. Ре = Ge ;
Рг = RCJI - реакция оси, на которой вращается валок: Рт - силы
164
трения скольжения материала о валок (Н); а - угол сноса точки
приложения силы при качении валка по формируемому слою.
В общем случае слой материала движется под валком со ско-
ростью гс„ большей, чем окружная скорость валка ve	> ve ).
Реакция силы Pt, - действующей в точке А по радиусу валка,
определяется по формуле
Ри = Рв cos» + RCJl sincr .
(3.254)
Сила трения Рт, действующая в точке А, перпендикулярна
к радиусу валка:
Рт = RCJI cos а - Ge sin а .
(3.255)
За положительное направление сил принимается направле-
ние, создающее вращение валка по часовой стрелке. Так как
слой движется со скольжением, то
или при Рв = Ge
f (Q, cos а + R,sin а) = -Gl sin а + Rrn cos а,	(3.256)
где f* - коэффициент скольжения металла по слою материала.
Учитывая выражение (3.256), получаем уравнение для опре-
деления горизонтальной составляющей сопротивления слоя при
наличии скольжения слоя по валку:
fCK cos a- sin а
-f sin а + cos а
J Ск
(3.257)
165
Заменяя fcK через tgig, где <// - угол трения материала по
металлу, имеем
Ra=tg(y + a)Ge.	(3.258)
Представим величину tg(y/ + а) в таком виде:
,g(v, + o)»®±®«	(3.259)
-IgV'tga
Так как угол ig не больше 17°, а угол а меньше 12°, то зна-
менатель дроби близок к единице, и с ошибкой в 5 % можно
считать, что
rg (у/ + «) «tgig + tga .	(3.260)
Следовательно, общую силу сопротивления слоя можно
представить в виде суммы:
Rc. « Gfitgig + Getga = Rrr:p + RKm,	(3.261)
где Rmp = fCKGe — составляющая сопротивления слоя от трения
скольжения; RKm = fKmGe - сила сопротивления слоя качению
валкаХ-Л =tga-
Тогда полная мощность, затрачиваемая на движение слоя ма-
териала под валок, складывается из мощности (Вт), затрачивае-
мой на преодоление сопротивлений качению
f G v
NKa.=~^-,	(3.262)
166
а также мощности, затрачиваемой на преодоление сил трения
при скольжении материала со скоростью va — ve = vck :
f G (v +v )
J СК в \ сл в J
102
(3.263)
Полная мощность является суммой этих двух величин:
(3.264)
В дальнейшем необходимо учитывать долю энергии за счет
скольжения и за счет качения. Доля первой определяется коэф-
фициентом
N
кач
(3.265)
для второй
(3.266)
Для определения величины Ne необходимо знать скорость
скольжения vcK, значение которой зависит от конструктивного
оформления мельницы. Скорость v№ рассчитывают по формуле:
veZe
"/Г
167
3.4.4	Процесс помола в роликово-маятниковых мельницах
Ролико-маятниковые мельницы (РММ) применяют для из-
мельчения известняка, гипса, мела, пигментов, каолина с преде-
лом прочности на сжатие до 100 МПа. Помол осуществляется с
одновременной сушкой, в мельницу' подается воздух, подогре-
тый до температуры 450 ° С.
Измельчение материала в РММ осуществляется раздавлива-
нием и истиранием между' роликами 5 и размольным кольцом 6.
Процесс измельчения в РММ осуществляется следующим
образом. При вращении вала 2 вращается крестовина 3, на кото-
рой шарнирно подвешены на маятниках 4 четыре ролика 5, ко-
торые под действием центробежной силы прижимаются к раз-
мольному кольцу б. Подаваемый кусковый материал по патруб-
ку 10 подается в камеру помола и попадает под воздействие ро-
ликов 5, измельчается раздавливанием и истиранием. Частицы
измельчаемого материала подхватываются воздушным потоком,
выходящим из щелей 8, и выносятся через патрубок 9 в сепара-
тор. Крупные частицы, масса которых больше силы давления,
Рис. 3.44. Схема роликово-маятниковой мельницы:
1 - корпус; 2 - вертикальный вал; 3 — крестовина; 4 - маятник; 5 - ро-
лик; б - размольное кольцо; 7 - коллектор подачи аспирационного
воздуха; 8 - щели; 9 - патрубок отвода измельчаемого материала; 10 -
патрубок подачи исходного материала; 11 - ведущий вал.
168
воздушного потока, возвращаются на доизмельчение, а мелкие
отделяются в сепараторе и направляются на осаждение в циклон
или фильтр.
Тонкость помола материала зависит от силы давления ролика
на слой материала, находящийся на размольном кольце. Сила
давления регулируется изменением частоты вращения вала и
массой размольного ролика. Кроме этого, тонкость помола ре-
гулируется изменением скорости и объема аспирационного воз-
духа, выходящего из щелей 8 коллектора.
При влажности измельчаемого материала более 14 % ввиду
налипания частиц материала на рабочие органы РММ помол
осуществляют с одновременной сушкой.
Сила Р давления ролика на измельчаемый материал равна его
центробежной силе Рц
P = P=mco2R.ll,	(3.267)
где т — масса валка, кг; со - угловая скорость вращения валка,
рад/с; R — расстояние от оси вращения до оси ролика, м.
Частоту вращения вала мельницы определяют с учетом соз-
дания максимальной силы Р давления валка на материал, заме-
нив в (2.267) т = G / g; со = 2ли , с учетом этого
n = k(L/GR)^5 ,с',	(3.268)
где к - коэффициент, учитывающий типоразмер мельниц,
£= 157^250; /с=157 - для малых мельниц, к =250 - для больших
мельниц; L - длина ролика, м; G - вес ролика, Н.
Производительность роликово-маятниковой мельницы оп-
ределяется по формуле:
Q = &pLhy z!ktj, кг/с,	(3.269)
169
где Зр - окружная скорость ролика, м/с, h — толщина слоя мате-
риала под роликом, принимается равной 0,03О;„ м; Dp - диаметр
ролика, м; у - объемная масса материала, у — 1600 кг/м3; z —
количество роликов; кц - кратность циркуляции материала в
мельнице, кч =10-45.
Мощность, потребляемая приводом роликово-маятниковой
мельницы, расходуется на: Л') - мощность, затрачиваемая на об-
катывание роликов по материалу; N2 — мощность, расходуемая
на преодоление сил трения ролика по материалу; N3 - мощность,
затрачиваемая на преодоление сил трения в подшипниках роли-
ка.
N} = PS/.1 z, Вт;	(3.270)
N2 = Pf^z ,Вг,	(3.271)
N3 = Pf2mlnp z , Вт,	(3.272)
где // — коэффициент сопротивления качению ролика,
// = 0,05 = 0,1; /у - коэффициент трения между металлом роли-
ка и материалом, fj = 0,3;	— скорость скольжения ролика,
&СК~ 0,09619р, м/с; f2 — коэффициент трения скольжения в под-
шипниках, f2 = 0,1; d - диаметр вала ролика, м.
Мощность привода мельницы равна
^ = (^I + N2+N2}!t] ,Вт,
(3.273)
где 7/ - КПД привода, ?;= 0,964),98.
3.4.5.	Процесс помола в молотковых мельницах
Молотковые мельницы (ММ) в промышленности строитель-
ных материалов применяются для грубого помола и одновре-
менной сушки материалов с пределом прочности на сжатие ме-
170
нее 150 МПа и влажностью не более 24 % - мел, гипс, глина,
асбест, уголь и т. п.
Помол в ММ осуществляется за счет ударов по кускам из-
мельчаемого материала бил или молотков, шарнирно подвешен-
ных на быстровращающемся (80-50 м/с) роторе, за счет удара
кусков о футеровку, соударения друг о друга.
В зависимости от направления подачи материала и сушиль-
ного агента ММ подразделяются на тангенциальные и радиаль-
ные (рис. 3.45). В тангенциальных мельницах измельчаемый
материал и сушильный агент подаются вдоль оси по касатель-
ной к окружности ротора - тангенциально (рис. 3.45, а).
В радиальных ММ материал и сушильный агент подаются
вдоль ротора (рис. 3.45, б) - радиально.
Процесс измельчения в ММ осуществляется следующим об-
разом. При включении привода шарнирно подвешенные молот-
ки 4 (рис. 3.45) под действием центробежной силы занимают
положение, изображенное на рис. 3.45, по течке 7 куски измель-
чаемого материала размером 20-40 мм подаются вместе с су-
шильным агентом в рабочую камеру мельницы, где попадают
под воздействие молотков 4. Куски распадаются на разлетаю-
щиеся части, которые ударяются о футеровку и друг о друга,
отлетают и вновь ударяются о молотки. Далее измельчаемый
материал поступает в зазор между колосниковой решеткой 6 и
торцами молотков 4, где происходит измельчение материала
интенсивным истиранием. Затем измельченный материал вы-
брасывается молотками в проход 8 и мелкие частицы направля-
ются в сепаратор (проходной или инерционный), крупные час-
тицы материала падают на вращающийся ротор и далее вместе с
исходным материалом цикл повторяется. При этом одновремен-
но с помолом осуществляется сушка измельчаемого материала
воздухом, нагре тым до температуры 300-450 °C.
Тонкость помола материала регулируется количеством мо-
лотков, частотой вращения ротора, зазором между колоснико-
вой решеткой и торцами молотков, а также зазором между мо-
лотками и отбойным брусом.
171
Рис. 3.45. Схемы молотковых мельниц:
а) тангенциальная; б) радиальная; 1 - корпус; 2 - вал ротора; 3 - шар-
нирные пальцы; 4 - молотки; 5 - диски; б - колосниковая решетка; 7 —
течка; 8 - газоход.
Эффективность работы ММ характеризуется тремя основны-
ми показателями - производительностью Q, потребляемой мощ-
ностью N, тонкостью помола R.
Удельный расход энергии 3=N/Q на помол отражает эконо-
мичность процесса измельчения и его эффективность. Зависи-
мость N—f(Q) при R=const называется рабочей характеристикой
мельницы, по которой определяют рабочий интервал ММ при
измельчении различных материалов до заданной крупности
(рис. 3.46).
Рис. 3.46. Энергетические характеристики работы ММ:
а) зависимость N=f(Q): б) зависимость 3=f(Q); 1 - 7?ода=2О%; 2 -
Roo8~^6P/o\ 3 — Roo8~4O%.
172
Из графиков, представленных на рис. 3.46, следует, что с
увеличением тонкости помола производительность мельницы
снижается, а потребляемая мощность привода возрастает; с уве-
личением производительности при любой тонкости помола
удельный расход энергии снижается; с увеличением тонкости
помола при постоянной производительности удельный расход
энергии возрастает.
На эффективность процесса измельчения в ММ существен-
ное влияние оказывают параметры ротора: его диаметр и длина.
С увеличением диаметра ротора при постоянной частоте враще-
ния изменяется окружная скорость бил (молотков), вследствие
чего возрастает центробежная сила и, как правило, эффектив-
ность процесса измельчения. В настоящее время считают, что
производительность ММ прямо пропорциональна длине ротора,
а вот его диаметр в меньшей мере влияет на изменение произво-
дительности. Диаметр ротора зависит от прочности измельчае-
мого материала - чем выше прочность, тем больше диаметр.
Для более глубокого анализа влияния геометрических пара-
метров ротора на эффективность процесса помола введен пара-
метр Fp - площадь поперечного сечения ротора:
Fp=DL.	(3.274)
Из приведенных на рис. 3.47 графиков следует, что при по-
стоянных окружных скоростях и крупности помола материала
удельная производительность и удельный расход энергии при
помоле угля не зависят от диаметра ротора.
В связи с тем, что размол материала в ММ происходит пре-
имущественно за счет удара бил (молотков) по кускам измель-
чаемого материала, то окружная скорость ротора является ре-
шающим фактором, определяющим интенсивность процесса
измельчения. Чем больше окружная скорость, тем больше сте-
пень измельчения материала за единичный цикл удара; при по-
стоянной степени измельчения, чем выше окружная скорость,
тем больше производительность и меньше удельный расход
энергии.
173
Рис. 3.47. Сравнительные характеристики работы ММ с различ-
ными диаметрами роторов
1 - ММТ 2600/2550/590; 2 - ММА 1660/1128/980; 3 - ММА
1660/2000/730; 4 - ММТ 2000/2600/590.
Результаты испытаний ММ при различных скоростях враще-
ния ротора дают основание сделать вывод о том, что в интерва-
ле скоростей от 0 до 45-50 м/с производительность Q как для
мела, так и для угля монотонно возрастает пропорционально
скорости вращения ротора, при увеличении & более 50 м/с
этот рост Q более значительный; зависимость удельного расхода
энергии Э = f ) носит экстремальный характер с точкой
минимума в интервале скоростей 60-65 м/с; тонкость помола
Roos линейно зависит от & и с увеличением скорости ротора
тонкость помола возрастает, Roos — убывает.
Количество бил (молотков) на роторе также влияет на пока-
затели работы ММ. Установлено, что производительность ММ
зависит от количества бил в ряду по окружности ротора в степе-
ни 0,25. Для оценки влияния количества бил установлен пара-
метр тм = z / х, где z - общее количество бил на роторе, шт; х -
количество рядов бил по длине ротора, шт.
174
Рис. 3.48. Зависимость производительности Q, удельного расхода
энергии Э и тонкости помола Roos от окружной скорости & ротора:
1 - мел; 2 - уголь.
На рис. 3.49. представлены экспериментальные зависимости
при помоле мела, окружная скорость ротора составляла 50 м/с.
Из представленных графиков следует, что с увеличением коли-
чества бил производительность мельницы возрастает, удельный
расход энергии снижается.
Так, при увеличении количества бил в ряду с 4 до 12 удель-
ный расход энергии снижается с 5,2 до 3,9 кВт ч/т, а производи-
тельность, соответственно, возрастает с 70 до 110 кг/ч.
В ходе эксплуатации различных типоразмеров ММ установ-
лено рациональное количество бил в одном ряду, оно составля-
ет; минимум 6, максимум 12.
Удельный расход энергии на размол одного и того же мате-
риала у тангенциальных мельниц на 12—15 % ниже, чем у ради-
альных. Это объясняется лучшими условиями вентиляции рабо-
чей камеры. Поэтому при выборе типа мельницы необходимо
отдавать предпочтение тангенциальным ММ.
175
Рис. 3.49. Зависимость производительности Q и удельного расхода
энергии Э от количества бил в одном ряду ротора ММ:
l-Q^f(mQ);2-3=f(m0).
Различный зазор между' билами и колосниковой решеткой
оказывает большое влияние как на эффективность процесса из-
мельчения, так и на надежность работы ММ.
Рис. 3.50 Зависимость производительности Q и удельного расхода
Э от радиального зазора 1г.
1 - била с острой кромкой; 2 - била с закругленной кромкой.
Из рис. 3.50 следует, что при постоянной тонкости помола
(Roos-const) с уменьшением радиального зазора производитель-
ность мельницы возрастает, удельный расход энергии снижает-
176
ся. Наиболее эффективно процесс измельчения осуществляется,
если била имеют острые кромки. Причем этот эффект проявля-
ется в большей мере при больших зазорах, более 20 мм.
В серийно выпускаемых мельницах установлен зазор 25-30 мм.
Это объясняется необходимостью предотвращения аварии при по-
падании в рабочую камеру недробимого материала (металла).
Рациональным считают такой процесс помола в ММ, при ко-
тором исходный материал и тепловой агент подаются тангенци-
ально, а крупка из сепаратора возвращается на домол радиально
на вращающийся ротор.
Вентиляция, т.е. количество воздуха, просасываемого через
рабочую камеру мельницы, его скорость оказывает большое
влияние на тонкость помола материала, удельный расход энер-
гии и производительность ММ. В качестве вентиляционной ха-
рактеристики ММ принята скорость аэросмеси, отнесенная к
поперечному сечению ротора мельницы
&a-Q/DL,	(3.275)
где &а - скорость аэросмеси, м/с; Qe - расход сушильного аген-
та, м3 /с.
На практике величина скорости аспирационного воздуха оп-
ределяется из условий требуемой крупности помола материала,
а, следовательно, скоростью аэросмеси в сепараторе, а также
учитываются условия экономичности процесса сушки измель-
чаемого материала и горения топлива в топке.
Если измельчаемый материал не требует сушки, то при опре-
деленной конструкции ротора молотковая мельница может соз-
давать достаточное давление, чтобы подавать измельчаемый
материал в сепаратор. Такие мельницы называют самовентили-
руемыми.
Наибольшее влияние на вентиляционные характеристики
ММ оказывают количество бил в ряду ротора и радиальный за-
зор. Так, при увеличении количества бил в ряду с 2 до 12 при
прочих равных условиях объем вентиляционного воздуха воз-
растает в 2,3 раза. Изменение радиального зазора в меныпей ме-
177
ре оказывает влияние на величину объема вентиляционного воз-
духа. Так, например, увеличение радиального зазора в 2 раза с 4
до 8 мм увеличивает объем вентиляционного воздуха на 25%.
Кроме этого, на развиваемый мельницей напор воздуха зна-
чительное влияние оказывают схема расположения бил на рото-
ре, угол наклона бил и зазор между ними. При прочих равных
условиях расположение бил в шахматном порядке снижает на-
пор до 25 %. Уменьшение зазора между билами в рядах и торце-
выми стенками рабочей камеры повышает вентиляционные ха-
рактеристики ММ. Так, например, при суммарном уменьшении
зазоров в ряду между билами с 35 до 15 мм напор воздуха, раз-
виваемый ротором, увеличивается на 25 %.
Изменение наклона бил с +20° (наклонены по ходу' вращения
ротора) до -20“ (наклонены назад) снижает развиваемый
напор на 22 %.
Увеличение окружной скорости ротора до 15 % приводит к
некоторому увеличению потребляемой мощности привода, од-
нако измельчение в ММ при этом происходит значительно эф-
фективнее, а готовый продукт имеет более равномерный зерно-
вой состав.
Крупность исходного материала оказывает существенное
влияние не только на технологические и энергетические пара-
метры работы ММ, но и на эксплуатационную надежность ра-
бочих органов мельницы.
3.4.6.	Процесс помола в дезинтеграторах
Одной из разновидностей мельниц ударного действия явля-
ются дезинтеграторы.
В промышленности строительных материалов дезинтеграторы
11 применяются для помола мела, мрамора, трепела, глины и других
мягких малоабразивных материалов. Степень измельчения в со-
временных конструкциях дезинтеграторов достигает 1 000.
I

Известны конструкции дезинтеграторов с горизонтальной и
вертикальной осью вращения валов (рис. 3.51). Первые нашли
наибольшее распространение.
Рис. 3.51. Схемы дезинтеграторов:
а) с горизонтальной осью вращения; б) с вертикальной осью вращения;
1 - корпус; 2, 3 - валы; 4, 5 - диски; б, 7 - пальцы; 8 - загрузочная теч-
ка; 9 - выход измельчаемого продукта; 10 — аспирационный патрубок;
11- полый вал.
Дезинтегратор состоит из корпуса 1 (рис. 3.52, а) в котором
на горизонтальных валах 2 и 3 закреплены диски 4 и 5. К дискам
прикреплены пальцы 6 и 7, торцы которых соединены кольцами
12, 13 и образуют корзины. Материал в дезинтегратор подается
по течке 8, готовый продукт разгружается в нижней части через
выходной патрубок 9. При вращении дисков в рабочей камере
образуется избыточный воздух, для его удаления корпус соеди-
нен через патрубок 10 с системой аспирации. Каждый из валов 2
и 3 соединен с электродвигателем.
Процесс измельчения в дезинтеграторе осуществляется сле-
дующим образом. Сначала включается система аспирации, в
корпусе 1 дезинтегратора создается разрежение. Затем включа-
ются привода валов 2 и 3, в результате чего диски 4 и 5 с коль-
цами б и 7 вращаются во встречных направлениях. После этого
по течке 8 в рабочую камеру дезинтегратора, которая образова-
179
на вращающимися навстречу друг другу концентрическими ря-
дами пальцев, подается измельчаемый материал. Размер кусков
исходного материала не должен превышать 20 мм. Куски мате-
риала попадают под ударное воздействие первого ряда пальцев
6, измельчаются и под воздействием центробежной силы выбра-
сываются на второй ряд пальцев 7, которые вращаются во
встречном направлении. При этом по кускам материала нано-
сится удар с большей силой, поскольку пальцы 7 имеют боль-
ший радиус вращения, большую окружную скорость. Измельче-
ние материала между первым и вторым, вторым и третьим ря-
дами пальцев происходит под воздействием ударных, истираю-
щих и частично разрывающих нагрузок, которые зависят от за-
зора между соседними рядами пальцев. Размер частиц уменьша-
ется по мере их прохождения от внутренних рядов пальцев к
наружным. Причем в каждом последующем ряду количество
пальцев и сила их удара возрастают, что соответствует селек-
тивности процесса измельчения: чем меньше размер частицы,
тем меньше в ней дефектов структуры (трещин, раковин, пустот,
включений и других материалов и т.п.), тем большие усилия не-
обходимы для ее измельчения.
После выхода из последнего ряда пальцев частицы ударяют-
ся в корпус дезинтегратора, оседают в нижней части и через
патрубок 9 направляются в силос готового продукта.
В процессе измельчения в связи с вращением дисков с паль-
цами внутри корпуса образуется мощный поток запыленного
воздуха, который через патрубок 10 отводится в систему аспи-
рации.
Принцип действия и осуществление процесса измельчения в
дезинтеграторе с вертикальной осью вращения (рис. 3.51, б)
аналогичны.
Дезинтегратор, у которого один из дисков не вращается, назы-
вают дисмембратором. Для получения одинаковой с дезинтеграто-
ром производительности и степени измельчения диск дисмембра-
тора должен вращаться с существенно большей скоростью.
Основной рабочей характеристикой дезинтегратора является
тонкость помола материала, характеризуемая остатком на кон-
180
грольном сите Я(Ю6, производительностью Q и удельным расхо-
дом энергии - Э.
Чаще всего дезинтеграторы работают в замкнутом цикле из-
мельчения. Измельченный продукт направляется на классифи-
кацию в динамический, либо циркуляционный сепаратор, отку-
да крупка возвращается на доизмельчение, а готовый продукт в
силосы.
Эффективность процесса измельчения в дезинтеграторах за-
висит от: частоты вращения роторов; количества рядов пальцев
и количества пальцев в ряду; зазора между пальцами в соседних
рядах; формы пальцев.
Во многом процесс измельчения в дезинтеграторах аналоги-
чен процессу измельчения в молотковых аэробильных мельни-
цах. Существенным отличием является то, что пальцы (била) в
смежных рядах вращаются во встречных направлениях, созда-
вая разрывные нагрузки, хотя для частиц размером 20 мкм и ме-
нее это несущественно. На рис. 3.52 представлены графические
зависимости (Q,N)=f(n), полученные на лабораторном дезинте-
граторе с диаметром дисков 300 мм. Измельчению подвергался
высушенный до IV=O, 1 % мел. Размер частиц мела не превышал
3 мм. Готовый продукт имел размер частиц менее 80 мкм. Из
приведенных графиков следует, что с увеличением частоты
вращения дисков производительность и потребляемая мощность
возрастают; с увеличением зазора между пальцами дисков про-
изводительность дезинтегратора по заданному классу убывает.
Например, при частоте вращения дисков, равной 30 с при зазо-
ре, равном 5 мм - Q = 300 кг/ч, а при зазоре 15 мм она снижает-
ся до 95 кг/ч. Это объясняется тем, что размер исходных частиц
равен 3 мм, а зазор между пальцами в 5 раз больше даже в пер-
вом ряду, в последнем размер частиц составляет около 0,08 мм,
т. е. в 187 раз меньше. В связи с этим между рядами пальцев
создается слой материала и процесс измельчения осуществляет-
ся преимущественно в результате соударений и трения частиц
друг о друга, т.е. идет процесс самоизмельчения, эффективность
такого процесса существенно ниже.
181
», = 7tDn,
Отах
Рис. 3.52. Экспериментальные зависимости (Q, N)-f(n):
1, 2, 3 - Q=f(n); 4 - N=f(n); 1, 2, 3 - зазор между рядами пальцев, соот-
ветственно, 5,10, 15 мм.
При минимальном зазоре между пальцами, толщина слоя ма-
териала меньше и напряжения измельчения в нем больше, эф-
фективность измельчения выше.
Максимальная окружная скорость определяется по формуле:
(3.276)
где п - частота вращения корзины, об/с; D - диаметр корзины, м.
Производительность дезинтегратора является основным па-
раметром, определяющим эффективность процесса измельчения
и работы измельчителя. При этом на производительность дезин-
тегратора в большей степени влияют следующие параметры:
и п2 - частоты вращения корзин; d - диаметр внутреннего ря-
да; / — расстояние между пальцами внутреннего ряда; к — ко-
личество пальцев внутреннего ряда; D и dcp - средневзве-
шенный размер частиц материала до и после измельчения, соот-
182
ветственно; h - высота пальца; [ст] — предел прочности измель-
чаемого материала.
Производительность как функция всех этих параметров бу-
дет иметь следующий вид
Q = f(nx, п2, d, l,k, Dcp ,dcp Л[о-]).
(3.277)
В основу расчета производительности примем гипотезу Бон-
да: элементарная работа пропорциональна приращению пара-
метра, являющегося среднегеометрическим между измельчае-
мым объемом и площадью поверхности готового продукта
\АВ = Kb^VS = /ГАО2'5.
(3.278)
По обобщающей гипотезе элементарная работа дробления
одного куска равна
= Km/kD4~m
(3.279)
где т - показатель степени, определяемый опытным путем, для
формулы Бонда т = 1,5.
Дифференцируя первую часть равенства, находим элемен-
тарную работу, затрачиваемую на дробление одного куска
dAm = К' D3~mdD .
(3.280)
Предположим, что материал, имеющий объем Qo, состоит из
одинаковых по размеру шарообразных кусков диаметром D , то
общее число кусков N , содержащихся в этом объеме, опреде-
лится по формуле
183
(3.281)
и элементарная работа сил упругости при малой деформации
всего объема Qo представится произведением
bA»=N-dA = K'\^\K'p^mdD,
откуда
* л K'K'Q.dD
^Ao=~JLJ~---•	(3.282)
Для определения суммарной работы Л(1, затрачиваемой на
дробление всего объема Qo, необходимо при интегрировании
учесть начальный Z>0 и конечный dk размеры кусков исходно-
го продукта и продукта дробления.
После интегрирования уравнения (3.282) от £>0 до dk полу-
чим уравнение для определения производительности измельчи-
теля
____И
Qo \dpl Dp1)
Q =-----_____
° r 1 и
— —2—
°lC Dp1)
(3.283)
184
Для удобства обозначим Ко
боты по Бонду, кВт-ч/т, тогда
через 1 OFF, где W — индекс ра-
а —
1OFF
учитывая, что т = 1,5, получим
° ~ l0w{yfD-4d)'
С другой стороны, работа сил упругости
(3.284)
(3.285)
(3.286)
где Е - модуль упругости измельчаемого материала, МПа; V -
объем измельчаемого материала, т. е. пропускная способность
дезинтегратора.
Измельчаемый материал, попадая в камеру помола, проходит
между рядами пальцев, при этом частицы материала изменяют
вектор скорости от ряда к ряду. Считаем, чго при этом он пол-
ностью заполняет рабочее пространство между' двумя соседни-
ми пальцами.
Для расчета пропускной способности дезинтегратора полага-
ем, что объем рабочего пространства согласно расчетной схеме
(рис. 3.53) равен
гл
о
(3.287)
где /л - коэффициент разрыхления, равный 0,1...0,15.
185
л —-
Рис. 3.53. Расчетная схема к определению пропускной способности
дезинтегратора
Объем внутреннего пространства первого ряда камеры помола
_ л!2к/л 7td
6 (/ + «)’
(3.288)
где а — сторона поперечного сечения пальца, м.
На пропускную способность дезинтегратора влияет частота
вращения корзин камеры помола. Поэтому пропускную способ-
ность дезинтегратора в зависимости от геометрических параметров
помольной камеры можно определить, исходя из выражения
где х — параметр, зависящий от частоты вращения, характери-
зующий изменение производительности.
При линейном росте частоты вращения производительность
растет не линейно, т. е.
(3.290)
186
Учитывая, что в дезинтеграторе вращаются две корзины,
возможно с разными частотами, которые существенно влияют
на производительность, то формула (3.290) примет следующий
вид
х =	~ -\lnin2 ’
(3.291)
где пл и п2 — частоты вращения корзин дезинтегратора.
Тогда работа сил упругости с учетом формул (3.286), (3.289)
и (3.291) примет вид
[<т]2 7t2l2h/d  d^ntn2
l2E(l + a)
(3.292)
и формула (3.285) примет вид
[<т]2 7T2l2h/n -d у]
° WWE^-jd^+a) ’
Рис. 3.54. График зависимости производительности от началь-
ного размера куска исходного продукта.
187
О, кг/ч
Рис. 3.55. График зависимости производительности от конечно-
го размера готового продукта.
Данная формула характеризует производительность дезинте-
граторных установок с тонкостью готового продукта
RMS — 10% в зависимости от размеров исходного материала и
учитывает как его свойства, так и конструктивные особенности
дезинтеграторов. На рис. 3.54 и 3.55 представлены графические
зависимости производительности дезинтегратора соответствен-
но от начального размера куска и размера частицы готового
продукта. Из графиков видно, что производительность увеличи-
вается при повышении Do и dK.
3.4.7.	Процесс измельчения в вибрационных мельницах
Вибрационные мельницы (ВМ) относятся к агрегатам для
сверхтонкого помола. Первый патент на вибрационную мельницу'
выдан в 1910 году в Германии инженеру Фаситингу. Начало широ-
кого использования вибрационных мельниц в нашей промышлен-
ности приходится на вторую половину XX века (60-е годы).
ВМ целесообразно применять в тех случаях, когда требуется
получать готовый продукт с размером менее 10 мкм, в этом слу-
чае эффективность ВМ в 25—30 раз выше, чем шаровых бара-
банных.
188
В отдельных случаях они могут быть использованы для
обычного тонкого измельчения, однако в этом случае их пре-
имущества незначительны.
ВМ применяют как для сухого, так и для мокрого измельче-
ния. Они могут работать в периодическом режиме, открытом и
замкнутом циклах измельчения; одно-, двух-, трех- и четырех-
стадийном измельчении.
Измельчение в ВМ осуществляется методом раздавливания и
истирания в цилиндрическом барабане, заполненном на 80 %
мелющими телами, совершающими круговое движение под дей-
ствием вибрационных нагрузок.
В зависимости от конструкции привода и траектории движе-
ния барабана ВМ подразделяют на две основные группы: инер-
ционные и гирационные.
На рис. 3.56 представлены схемы инерционной (рис. 3.56, а)
и гирационной (рис. 3.56, б) вибрационных мельниц.
Инерционная ВМ состоит из корпуса 1, заполненного мелю-
щими телами 2. Корпус установлен на пружинах 4. По оси кор-
пуса в подшипниках установлен дебалансный вал 3. При враще-
нии дебалансного вала 3 каждая точка, принадлежащая корпусу
I ВМ, совершает качательное движение по эллиптической тра-
ектории. При этом мелющие тела 2 оказывают интенсивное воз-
действие на частицы материала и измельчают его. Измельчаю-
щие нагрузки осуществляются небольшими по величине им-
пульсами при большой частоте, достигающей 50 Гц. В процессе
работы ВМ шары и материал вращаются в сторону, противопо-
ложную направлению вращения дебалансного вала. Интенсив-
ность движения мелющих тел зависит от величины коэффици-
ента трения между шарами и футеровкой. Поэтому футеровку
внутренней поверхности барабана ВМ зачастую выполняют ре-
зиновой.
189
a) - инерционная; б) - гирационная; 1 - корпус; 2 — мелющие тела;
3 - дебалансный вал; 4 — пружины; 5 — эксцентриковый вал; б -
противовесы.
В отличие от инерционной траектория движения корпуса ги-
рационной мельницы круговая с радиусом, равным эксцентри-
ситету е (рис. 3.56, б). Ввиду значительных нагрузок на фунда-
мент на эксцентриковом валу 5 гирационной мельницы устанав-
ливают противовесы 6. Однако, в процессе работы, ввиду износа
мелющих тел 2 условия равновесия не выполняются, в связи с
чем опоры мельницы воспринимают значительные динамиче-
ские нагрузки, что приводит к авариям. По этой причине гира-
ционные мельницы не нашли широкого распространения.
В последнее время ВМ нашли широкое применение при до-
моле цемента с целью повышения его активности. Например,
цемент с удельной поверхностью 300 м2/кг марки 400 домалы -
вают в ВМ до удельной поверхности 500-600 м2/кг и тем самым
повышают его марочность до 500 и 600.
ВМ открытого цикла измельчения непрерывного действия,
которая используется для домола цемента:
Мельница состоит из цилиндрического корпуса 1, устанавли-
ваемого на пружинах и снабженного загрузочным 2 и разгру-
зочным 8 патрубками. Барабан мельницы разделен перфориро-
ванными перегородками 4 и 6 на три камеры, соответственно,
камеру 3 грубого помола, в которой размещены мелющие тела
наибольшего диаметра, камеру 5 среднего помола, мелющие
190
тела в которой имеют диаметр меньше, чем в камере 3 и камеру
7 тонкого помола, в которой помещены мелющие тела диамет-
ром 3—5 мм.
Рис. 3.57. Схема трехкамерной вибромельницы:
1 - корпус; 2, 8 - загрузочный и разгрузочный патрубки; 3, 5, 7 - каме-
ры; 4, 6— перфорированные перегородки; 9 - дебалансный вал.
Процесс измельчения осуществляется следующим образом.
После включения привода дебалансный вал 9 вращается, вызы-
вая колебательные движения корпуса 4 и мелющих тел. В загру-
зочный патрубок 2 подается материал с размером частиц 0,1 мм
и меньше. Частицы материала попадают под воздействие ме-
лющих тел в камере 3 грубого помола, в результате чего их раз-
мер уменьшается до 0,07-0,08 мм. Далее частицы попадают в
камеру 5 среднего помола, где на них воздействует большее ко-
личество мелющих тел, т. к. их диаметр меньше, происходит
измельчение частиц до размера 0,04-0,05 мм, в камере 7 тонкого
помола частицы измельчаются до размера менее 0,03 мм и вы-
ходят из мельницы через патрубок 8.
В процессе измельчения температура мелющих тел повыша-
ется до 100-150 °C, материала до 90-110 °C, корпуса (с металли-
ческой футеровкой) до 100-120 °C.
С целью охлаждения мелющих тел, материала и корпуса
мельницу вентилируют.
191
На эффективность процесса измельчения наибольшее влия-
ние оказывают частота и амплитуда колебаний, масса и размер
мелющих тел, крупность исходного материала, режим вентиля-
ции мельницы.
Характер движения мелющих тел и интенсивность процесса
измельчения зависят от режима работы ВМ. Различают следующие
режимы: дорезонансный, резонансный и зарезонансный.
В резонансном режиме можно выделить пять зон, различающих-
ся характером движения мелющих тел. В зоне 1 (рис. 3.58, а), приле-
гающей к внутренней стенке помольной камеры, шары совершают
циркуляционное движение с угловой скоростью а>ч и вращаются
вокруг своего центра тяжести в разные стороны со скоростью сош. В
этой зоне происходит наиболее интенсивное измельчение материала
при взаимодействии «мелющее тело-магериал-внутренняя стенка
помольной камеры». Скорость циркуляции а>ч загрузки зависит от
частоты и амплитуды колебаний помольной камеры, при этом на-
правление угловой скорости дебалансов сод противоположно на-
правлению циркуляции загрузки a>tj.
В зоне 2 мелющие тела вращаются хаотично относительно
своих центров тяжести и циркулируют со скоростью, близкой к
бУ1;. Истирание материала в этой зоне меньше, чем в зоне 1.
Рис. 3.58. Характер движения мелющих тел в поперечном сече-
нии ВМ при различных режимах ее работы:
а) - зарезонансный; б) - резонансный; в) - дорезонансный; 1-5 зоны
движения мелющих тел.
192
В зоне 3 происходит ударно-истирающее измельчение мате-
риала, а в зоне 4 — ударное.
Верхняя поверхность загрузки располагается под углом а .
Наклон поверхности загрузки направлен навстречу направле-
нию вращения дебалансов. Величина угла ос зависит от ампли-
туды и частоты колебаний помольной камеры.
Чем больше а , тем с большей скоростью и ударным им-
пульсом шары сталкиваются между собой в зонах 3 и 4, тем
выше эффективность процесса измельчения.
В центральной части загрузки наблюдается характерная
застойная зона 5, в которой эффективность процесса измель-
чения минимальная, материал в этой зоне практически не из-
мельчается.
При зарезонансном режиме работы ВМ измельчение мате-
риала происходит за счет: истирания между мелющими телами
и внутренней поверхностью помольной камеры; истирания ме-
жду' мелющими телами, вращающимися вокруг своего центра
тяжести; высокочастотного ударного воздействия с малыми ам-
плитудами на материал, находящийся между' мелющими телами.
При резонансном режиме (рис. 3.58, б) работы ВМ движение
шаров по всему сечению камеры помола однообразно. Враща-
тельное движение шаров вокруг центров тяжести отсутствует.
Ударные импульсы передаются от стенки помольной камеры
через слой шаров, контактирующий с ней на последующие слои
шаров. Режим движения характеризуется большими амплитуда-
ми колебаний шаров, значительно превышающими амплитуды
колебаний при зарезонансном режиме. Резонансный режим це-
лесообразно использовать при грубом помоле материала. Про-
цесс измельчения материала при резонансном режиме осущест-
вляется в основном за счет ударных воздействий шаров.
В дорезонансном режиме (рис. 3.58, в) работы шаровая за-
грузка вращается в ту же сторону, что и дебаланс. Движение
шаров по всему сечению помольной камеры однообразно. Цир-
куляция загрузки происходит с меньшими скоростями, чем при
резонансном режиме работы.
193
Рис. 3.59. Экспериментальные зависимости линейной скорости <9
движения шаров от частоты вращения оЙ дебаланса (в зарезо-
нансном режиме):
1, 2,3,4 — масса дебаланса, соответственно, 0,36 кг; 0,54 кг; 0,9 кг, 1,26
кг; 5, б - коэффициент загрузки, соответственно, 0,7; 0,9.
Вследствие этого дорезонансный режим работы ВМ может
быть рекомендован для грубого помола, либо для помола мяг-
ких материалов.
Из графиков (рис. 3.59) следует, что на скорость цирку-
ляции шаров наряду с частотой вращения дебаланса влияет ко-
эффициент загрузки помольной камеры шарами. С увеличением
массы дебаланса и массы загрузки скорость циркуляции мелю-
щих тел в зарезонансном режиме работы возрастает.
Установлено, что на скорость циркуляции шаров влияет ам-
плитуда колебаний помольной камеры (рис. 3.60, а) и частота
вращения дебаланса. Например, с увеличением а с 2 до 3,5 мм,
9Ш возрастает с 2 до 7 м/с при частоте вращения дебаланса,
равной 30 с'1, а при увеличении частоты вращения дебаланса с
22 с'1 до 35 с'1 и амплитуде, равной 2 мм, скорость циркуляции
возрастает с 0,1 до 3,2 м/с (рис. 3.60, а).
На величину угла а наклона поверхности загрузки оказыва-
ют влияние как частота п вращения дебаланса, так и его масса
(рис. 3.57, б). Например, с увеличением частоты вращения деба-
194
ланса с 26 с1 до 35 с"1 угол а наклона поверхности загрузки
возрастает с 7 до 24° (рис. 3.57, б, 7).
Рис. 3.60. Экспериментальные зависимости влияния амплитуды
колебаний на скорость <9Н( циркуляции шаров и частоты враще-
ния п дебаланса па угол а наклона поверхности загрузки:
а) - 9Ш = f(a);6)-a- f (и) ; а) - 1, 2, 3, 4 - частота вращения деба-
ланса, соответственно, 22 с'1; 26 с'1; 30 с'1; 35 с’1; б) — /, 2, 3 - масса
дебаланса, соответственно, 0,54 кг; 0,9 кг; 1,26 кг.
Наибольшая эффективность процесса измельчения достига-
ется при зарезонансном режиме работы ВМ. Это объясняется
тем, что при зарезонансном режиме мелющие тела перемещают-
ся с максимальной интенсивностью, при этом часть мелющих
тел работает в ударном режиме измельчения, часть в истираю-
щем и раздавливающем, а объем застойной зоны минимальный.
Расчет вибромельниц. На рис. 3.61 представлена расчетная
схема вибромельницы.
Рис. 3.61. Расчетная схема вибромельницы
195
Началом координат х, у выбран центр тяжести (ц. т.) под-
вижной части мельницы. Тогда координата дебаланса mg опре-
делится выражением
х = Н + rcosa;
y~rsma.
(3.294)
Возмущающая сила дебаланса в проекциях на соответст-
вующие оси равна
Fgx ~ Fg coscz;
F& ~ Fg s^n a-
(3.295)
Момент дебаланса равен
= F&y - 0,5Fgr  sin 2a;
M = F x = FH sin a + 0,5 F r sin 2a;	(3.296)
=Mgx ~Mgy =FgHsina,
где i// - угол колебаний подвижной части вокруг центра
тяжести, рад.
Уравнение угловых колебаний подвижной части мельницы
имеет вид
+ bvy +cvv = FgHsm(a>-t + £) .	(3.297)
С учетом (3.294) - (3.297) математическая модель ВМ опи-
сывается системой уравнений:
М • х + bxx + схх = Fg cos(® t + срх );
М  у + byy + суу = Fg sin(ft> • t + tpy );	(3.298)
J-y/ + byi// + c^i// = FgH sin(ce> +
196
где М = тпу + mv, кг; J — момент инерции, кгм2; со - круговая
частота вынужденных колебаний; 1\, Ьу - коэффициенты демп-
фирования колебаний по осям х и у, Нс/м; сх, су, cv - жестко-
сти по осям х и у, Н/м и угловая жесткость, Н/рад; срх, ср ,	-
углы опережения дебалансным вибровозбудителем линейных и
угловых смещений системы (сдвиг фаз), рад; mg, тм — массы
дебаланса и колеблющейся части мельницы, кг.
Амплитуду колебаний в упрощенном виде определяют по
уравнениям (м):
А = ~тг ! М; Ау = -mr I М\ = —JgH / J , рад. (3.299)
Фазы колебаний по осям х и у
2/г со
срх = arctg —j—-—рад;
2/? бд
= arctg—---г, рад,
(3.300)
(3.301)
и угловых колебаний центра тяжести колеблющейся части ВМ
2Л щ
£ = arctg—---рад.
(3.302)
В зарезонансном режиме, при срх = ср у и h-hp=hy в упрощен-
ном виде имеем
ср = -arctglh/со,	(3.303)
= -arctglh^ / со .	(3.304)
197
Уравнения (3.299) для зарезонансного режима имеют вид
х = —г- --гд cos ct) • t;
Л/(69Ол -CD )
Fg
У = —г—^--rv sm cd • t;
w = —1—~--rism cd  t.
m^v~cd2)
(3.305)
(3.306)
(3.307)
Мощность привода ВМ расходуется на вращение дебаланса,
преодоление сопротивления пружин, движение мелющих тел и
преодоление сопротивления в механической передаче.
Наибольшее распространение, с практической точки зрения,
получила методика, по которой мощность рассчитывается так:
N=Nj+N2,
(3.308)
где N] - мощность, затрачиваемая на привод в движение под-
вижных частей мельницы, кВт; N2 - мощность, затрачиваемая на
преодоление трения в подшипниках дебаланса, кВт.
17 2
1 г	1
N.=—— sin 2с? + sin 2^? ;
4Mcd
N2 = 0,5/>3 d = 0,25zW W ,
(3.309)
(3.310)
где Л - приведенный коэффициент трения качения, Я « 0,006;
d - диаметр беговой дорожки внутреннего кольца подшипника
качения, м.
198
Рис. 3.62. Зависимость мощности N привода от частоты С0д вра-
щения дебалансного вала:
1 - масса подвижных частей 700кг; 2 - масса подвижных частей 1250 кг.
Мощность привода ВМ равна
Nde~kNlr]^,	(3.311)
где к - коэффициент, учитывающий перегрузочную способность
двигателя, к ® 1,1 -? 1,15 ; Т]де - КПД электродвигателя,
0,98 -?0,99.
На рис. 3.62 представлена графическая зависимость
N = /(а>д) , полученная на промышленных мельницах МВ-200
(рис. 3.62, 7) и МВ-400 (рис. 3.62, 2).
Из графиков следует, что с увеличением частоты вращения
сэд дебаланса и массы подвижных частей потребляемая мощ-
ность привода возрастает. Причем в области частот от 100 до
200 рад/с этот прирост незначительный и в обоих случаях со-
ставляет около 10 кВт. В области частот 250-300 рад/с прирост
N существенный. Например, при массе подвижных частей 1250
кг при сод =250 рад/с потребляемая мощность привода мельницы
составляет 70 кВт, а при (Од = 300 рад/с, N = 160 кВт, т. е. в
2,28 раза больше.
199
3.4.8.	Процесс помола в струйных мельницах
Установлено, что технологические свойства строительных
материалов и качество изделий во многом определяются разме-
ром частиц. Например, прочность цементного камня пропор-
циональна содержанию в цементе частиц размером 5-25 мкм, а
ранние сроки схватывания определяются содержанием в цемен-
те частиц размером менее 3 мкм. Чем меньше размер частиц ме-
ла, пигмента, тем качественнее окраска ими пластмассовых из-
делий. От размера частиц шликера зависит качество керамиче-
ской плитки и т. п.
Для получения материалов с размером частиц менее 5 мкм
рекомендуются и используются струйные мельницы.
Измельчение материалов в струйных мельницах осуществля-
ется ударом, истиранием при столкновении частиц друг с дру-
гом или об отражательные плиты при движении в потоке воз-
душной струи со скоростью, в дальнейших случаях превышаю-
щей скорость звука.
Струйные мельницы применяются при помоле мела, мрамо-
ра, кварца, сухой глины, пигментов и домоле цемента.
В зависимости от вида используемого энергоносителя они
бывают: воздухоструйные, которые работают на сжатом возду-
хе; пароструйные, работают на перегретом паре; газоструйные,
работают на инертном газе.
В промышленности строительных материалов применяют
воздухоструйные мельницы.
В зависимости от конструкции помольной камеры струйные
мельницы подразделяются на мельницы: с вертикальной труб-
чатой помольной камерой (рис. 3.63) - рекомендуются для по-
лучения материалов с размером частиц менее 1 мкм; с плоской
помольной камерой (рис. 3.64) - рекомендуются для получения
материалов с размером частиц менее 10 мкм; с противоточной
помольной камерой (рис. 3.65) - рекомендуются для получения
материалов с размером частиц менее 60 мкм.
200
Рис. 3.63. Струйная мелышца с вертикальной трубчатой помоль-
ной камерой:
1 - загрузочный бункер; 2 - трубопровод подачи материала; 3, 5 - тру-
бопровод подачи сжатого воздуха; 4 — диффузор; 6 - размольная плита
с соплами; 7 - труба; 8, 9 - внутренняя и наружная стенки трубной
камеры; 10 - жалюзи; 11 — трубопровод отвода измельчённого мате-
риала; 12 — коллектор.
Процесс измельчения материала в струйной мельнице с верти-
кальной трубчатой камерой осуществляется следующим образом.
Сжатый воздух давлением 0,6-0,9 МПа по трубопроводу 5
одновременно подаётся в коллектор 11 под размольную плиту 6
и по трубопроводу 3 в диффузор 4. Измельчаемый материал с
размером частиц 3-5 мм из бункера 1 поступает в приёмный тру-
бопровод 2. При истечении струи воздуха перед диффузором и
создаётся разрежение, вследствие чего измельчаемый материал
затягивается в диффузор, и подхватывается струей сжатого воз-
духа и со скоростью до 200 м/с направляется на размольную
плиту 6. Размольная плита 6 снабжена двумя рядами сопел, оси
которых перекрещиваются над плитой. Скорость воздуха, выхо-
дящего из этих сопел, также достигает 200 м/с.
201
Разрушение частиц материала происходит в зоне пересечения
струи воздуха на размольной плите б за счёт их соударения, далее
измельчаемые частицы подхватываются потоком воздуха и посту-
пают в вертикальную трубу 7. Под действием центробежной силы
крупные частицы придавливаются к наружной части 9 трубы 7,
менее крупные - к внутренней 8. В зонах А и Б при повороте ско-
рость резко снижается и частицы из них возвращаются назад, по-
падая под струи сжатого воздуха над размольной плитой б, а дру-
гая часть, преодолев зону Б, падает вниз, с исходным материалом и
также попадает в зону измельчения над плитой б.
Мелкие частицы измельчаемого материала, движущиеся
вдоль внутренней части 8 помольной камеры 7, засасываются
через жалюзийные решётки 10 и через трубопровод 11 поступа-
ют в сепаратор и систему очистки — циклон, фильтр.
Производительность мельницы и тонкость помола материала
зависят от крупности частиц исходного материала, расхода и
давления сжатого воздуха. Регулирование тонкости помола,
кроме изменением давления сжатого воздуха, осуществляется
изменением ширины щелей в жалюзийной решётке 10. Такую
конструкцию мельницы используют для помола мягких неабра-
зивных материалов, т. к. помольная камера, особенно в зонах А
и Б, подвергается интенсивному износу.
На рис. 3.64 представлена схема струйной мельницы с пло-
ской кольцевой помольной камерой.
Рис. 3.64. Струйная мельница с плоской помольной камерой:
1 — трубопровод подвода сжатого воздуха; 2 - коллектор; 3 - сопла; 4 - помольная
кольцевая камера; 5 - осадительная камера; б - бункер крупки; 7 -труба отвода
мелкой фракции; 8 - присоединительная труба к сепаратору; 9 - подача измель-
чаемого материала.
202
Процесс измельчения в этой мельнице осуществляется сле-
дующим образом. Сжатый воздух давлением 0,6-0,9 МПа по
трубопроводу 1 подаётся в кольцевой коллектор 2. По всему пе-
риметру коллектора 2 в его внутренней части установлены со-
пла 3 с диаметром отверстий 2-3 мм.
Струи выходящего из сопла 3 воздуха перекрещиваются. Че-
рез патрубок 9 в помольную камеру 4 подаётся измельчаемый
материал с размером частиц до 5 мм. Частицы захватываются
струями воздуха, соударяются между собой и измельчаются.
При этом поток воздуха и частиц закручивается вокруг верти-
кальной оси мельницы. Патрубок 8 соединён с сепаратором, а
он, в свою очередь, с циклоном, фильтром и вентилятором. В
трубе 5 мельницы создаётся разрежение. Вследствие этого час-
тицы измельчаемого материала по винтовой траектории пере-
мещаются вниз. Крупные частицы под действием центробежной
силы отбрасываются к внутренней поверхности трубы 5. Вслед-
ствие трения скорость их гасится, и они выпадают в бункер 6,
мелкие через трубу 7 вместе с воздушным потоком через трубу
8 поступают в сепаратор и далее осаждаются в циклоне и
фильтре, а крупные падают вниз в бункер 6.
Регулирование производительности и тонкости помола осу-
ществляется изменением режима работы сепаратора и давлени-
ем рабочего агента, в данном случае - сжатого воздуха.
Наибольшее распространение в промышленности строитель-
ных материалов при помоле мела, пигментов, мрамора, талька,
глины получила струйная противоточная мельница. Она состоит
(рис. 3.65) из цилиндрической помольной камеры 7, на оси ко-
торой, друг напротив друга, установлены разгонные трубки 4 и
сопла 3 для подачи сжатого воздуха. Помольная камера 7 пат-
рубком 6 соединена с сепаратором, циклоном, фильтром.
203
Рис. 3.65. Противоточная струйная мельница:
J - помольная камера; 2 — загрузочная камера; 3 - сопло сжатого воз-
духа; 4 - разгонная трубка; 5 - бункер исходного материала; 6 - тру-
бопровод для отвода измельчённого материала.
Мельница работает следующим образом. При включенном
вентиляторе в помольной камере 1 создаётся разряжение.
Сжатый воздух через сопло 3 подаётся в диффузор 8 разгон-
ной трубки 4 (одновременно с обеих сторон), при этом в загру-
зочной камере 2 создаётся разрежение, измельчаемый материал
с размером частиц до 15 мм из бункера 5 засыпается в разгон-
ную трубку 4, где увлекается воздушным потоком и со скоро-
стью, близкой к сверхзвуковой, вылетает навстречу потоку, вы-
ходящему из противоположной разгонной трубки.
Потоки частиц сталкиваются между собой. В результате про-
исходит измельчение частиц за счёт их соударения и истирания.
Измельчённый материал по трубе 6 поступает в сепаратор, от-
куда крупка возвращается в бункер 5 на доизмельчение, а гото-
вый продукт улавливается в циклонах и фильтре.
Регулирование производительности и тонкости помола мате-
риала осуществляется изменением давления и расходом сжатого
воздуха, изменением расстояния I между торцами разгонных
трубок 4, изменением режима работы сепаратора.
Производительность струйной противоточной мельницы дости-
гает 300 т/ч. Тонкость помола частиц менее 80 мкм. Однако эконо-
мически целесообразно использовать мельницу производительно-
стью 0,5-2,0 т/ч, тонкость помола частиц менее 50 мкм.
204
Эффективность процесса измельчения в струйных противо-
точных мельницах зависит от точности центровки встречных
потоков измельчаемого материала. Если оси потоков не совпа-
дают, то часть потока ударяется по разгонной трубке, разрушая
её в течение нескольких часов работы. При этом тонкость помо-
ла материала закрупчивается, производительность по данной
крупности готового продукта резко снижается.
Основным узлом любой струйной мельницы является эжек-
тор, в котором происходит смешивание и обмен энергией двух
потоков: энергоносителя и измельчаемого материала, формиру-
ется единый двухфазный поток, движение полидисперсных час-
тиц в котором представляет особый интерес. Мелкие частицы
измельчаемого материала движутся по линиям тока рабочего
агента, крупные под влиянием сил инерции смещаются по от-
ношению к этим линиям. В процессе столкновения частицы об-
мениваются между собой импульсом энергии и изменяют на-
правление своего движения.
Разрушение при ударе определяется скоростью движения в
момент столкновения и происходит вследствие распространения
в теле продольных и поперечных ударных волн, их отражения
от свободных поверхностей и интерференции. Разрушение час-
тиц происходит в основном за счет возникновения поперечных
растягивающих напряжений, создающих предельные нагрузки в
месте концентрации напряжений. В результате этого образуются
трещины, размер которых с каждым столкновением частиц уве-
личивается и приводит в итоге к их разрушению.
Эффективность удара пропорциональна скорости частицы,
наносящей удар.
Из дифференциального уравнения движения:
mdv! dt = dS = pSvc0.	(3.312)
Отсюда имеем
<5 = pvc0 exp ,	(3.313)
т
205
где т — масса частицы, кг; V — скорость частицы в момент
столкновения, м/с; р - плотность частицы, кг/м3; Л' - площадь
поперечного сечения частицы, м2; с о — скорость звука в материа-
ле, м/с; ё — напряжение, возникающее в частице, Па.
Волна напряжения, распределяющаяся в материале частицы,
имеет ударный фронт со скачком, равным рис0, убывающим по
экспоненте. Ударная волна, достигая поверхности частицы, от-
ражается от нее, при этом ударный фронт многократно «пробе-
гает» частицу.
Импульс сжатия отражается от поверхности частицы, проти-
воположной точке удара, и преобразуется в импульс растяже-
ния. Отраженные от боковых поверхностей импульсы приводят
к образованию трещин, параллельных этим поверхностям.
Процесс измельчения сопровождается уменьшением массы
отдельных частиц. С уменьшением размера частиц изменяются
условия их силового нагружения, разрушение в последующем
происходит не за счет удара, а за счет трения.
Измельчение частиц за счет трения происходит следующим
образом. В точках соприкосновения частиц между собой возни-
кают радиальные трещины, на некотором удалении от поверх-
ности частиц. Трещины пересекаются друг с другом, образуя
рыхлый слой, слабо связанный со слоями, расположенными
глубже. Затем происходит отшелушивание этого слоя, после
чего процесс многократно повторяется.
Частицы разрушаются не только вследствие соударений, но и
в результате действия на них сил потока рабочего агента, обу-
славливающих напряжения сжатия и сдвига.
Эффективность процесса измельчения зависит от размера,
формы, физико-механических свойств измельчаемого материа-
ла, концентрации частиц в потоке, режима движения потока.
Частицы неправильной формы, вследствие смещения центра
масс, вращаются вокруг центра тяжести и вовлекаются в после-
довательное движение в потоке, что способствует более интен-
сивному их измельчению до момента приобретения ими геомет-
рически уравновешенной формы.
206
Эффективная работа узла эжекции зависит от взаимного рас-
положения сопла и разгонной трубки (рис. 3.66).
Установлено, что наилучшие эжекционные свойства в эжек-
торном узле противоточной струйной мельницы достигаются
при совмещении среза сопла с входным сечением разгонной
трубки (рис. 3.66, б).
В данном случае происходит отсекание турбулентных завих-
рений, возникающих на границе раздела рабочего и инжекти-
руемого потоков.
Рис. 3.66. Варианты взаимного расположения сопла в разгонной
трубке:
1 - сопло; 2 — разгонная трубка.
Худшим является вариант, представленный на рис. 3.66, в.
При таком расположении сопла относительно разгонной трубки
значительно снижается коэффициент инжекции, вследствие
уменьшения поперечного сечения разгонной трубки. Для вы-
равнивания поля скоростей необходимо удлинять разгонную
трубку, что в свою очередь снижает скорость потока, выходяще-
го из разгонной трубки.
Рассчитать эффективность процесса измельчения можно на
основании уравнения (3.297).
Кинетическая энергия частицы, движущейся в двухфазном
потоке, расходуется на совершение работы упругой деформации
материала:
/иы2(т) _ <т2К
2 ~~2Ё'
(3.314)
207
где Е — модуль упругости измельчаемого материала, Н/м2; V
объем частицы материала, м3.
Из (3.314) следует
8 = Uy] рЕ,
(3.315)
где р - объемная масса материала, кг/м3.
Скорость звука в материале определяется как:
С0=(Е/р)05.	(3.316)
С учетом (3.316), (3.315) примет вид:
8 - ирС0.
(3.317)
Подставив (3.317) в (3.314), получим:
clu
т----
dt
= -pvc0S.
(3.318)
В результате интегрирования (3.318) при t=0, t>0=D(x) полу-
чаем:

(3.319)
Тогда
pcots
8 = ыорсое m
(3.320)
Полученное выражение (3.320) описывает изменение во вре-
мени значений напряжения 8 , возникающего в материале.
208
Для получения изменения напряжений в материале в зависи-
мости от координаты “х”, необходимо в выражении (3.312) пе-
рейти от интегрирования по времени к интегрированию по ко-
ординате “х”:
du с
т — и = -Svpc0,
dx
(3.321)
или
(3.322)
где Ек = mv2 / 2 - кинетическая энергия частицы, Дж.
После решения (3.322) и соответствующих преобразований
получаем:
I---	2Г
= Spc» J—~ ,
V т
(3.323)
где Ео - энергия, которую необходимо затратить, чтобы разру-
шить частицу материала Г,Дж; п - число кусков, образующихся
в результате разрушения частицы материала объемом V.
На основании (3.314) можно записать
2Е ’
(3.324)
где 8 - напряжение, при котором произойдет разрушение час-
тицы, Н/м2.
Скорость частицы в момент соударения определяется по
формуле:
209
(3.325)
где Ux — скорость энергоносителя, м/с; у- показатель адиабаты,
/= 1,4; /3~ безразмерный параметр.
4
3
(3.326)
где р0, рт - плотность энергоносителя и материала, кг/м3; Q,„ -
массовый расход материала, кг/с; d0, du — начальный и средне-
взвешенный размер частиц исходного продукта, м.
Количество частиц, образующихся после соударения из каждой
частицы измельчаемого материала:
1,5£
П ~
(3.327)
На показатели процесса измельчения существенное влияние
оказывает эффективность работы эжекционного узла струйной
мельницы.
При заданной величине коэффициентов инжекции в интерва-
ле 0,1-0,2 (рис. 3.67, 1,2) мельница работает в неустойчивом ре-
жиме, определяемом нагрузкой твердой измельчаемой фазы, и
как следствие, сталкивающиеся потоки будут слабонасыщенны-
ми, а процесс измельчения неэффективным. В этом случае уве-
личение давления Ри инжектируемого потока не оказывает су-
щественного влияния на величину коэффициента инжекции и на
эффективность процесса измельчения в целом. При увеличении
U3 от 0,3 до 0,4 происходит существенное изменение величины
U„ в зависимости от давления Р„ инжектируемого потока. В ин-
тервале Ри = 0,19-^0,21 МПа коэффициент инжекции достигает
210
своего максимума Uu = 0,55. Это говорит о том, что двухфазный
поток насыщается твердой фазой; за счет придания частицам
дополнительной кинетической энергии они легче проникают в
пограничный слой струи рабочего агента и, вследствие этого,
ускоряется процесс перемешивания потоков в разгонной трубке.
Рис. 3.67. Зависимость достижимого коэффициента инжекции V„
от давления Ри инжектируемого потока:
/, 2, 3. 4, 5 - заданные коэффициенты инжекции U3, соответственно,
0,1; 0,2; 0,3; 0,4; 0,5.
Увеличение Ри до больших значений, судя по характеру кри-
вых 3, 4, 5 (рис. 3.67) является нецелесообразным, т. к. приводит
к снижению достигаемого коэффициента инжекции.
При Р„ = 0,2 МПа и U3 = 0,5 происходит оптимальное насы-
щение струи рабочего агента частицами измельчаемого мате-
риала, процесс смешения потоков в разгонной трубке протекает
устойчиво и скорость смешанного потока на выходе из трубки
достигает значений, близких к максимуму.
После выхода струи из сопла плотность энергоносителя сни-
жается, вследствие чего происходит увеличение его скорости ив
и, соответственно, его динамического давления Рд1Ш (рис. 3.68).
При статическом давлении, подаваемом в два сопла, равном 0,1
МПа (рис. 3.68), наблюдается повышение скорости частиц из-
мельчаемого материала при движении по разгонной трубке до
211
65 м/с, а скорость энергоносителя возрастает до 183 м/с. При
давлении Ри - 0,2 МПа скорость энергоносителя возрастает до
215 м/с, а скорость частиц до 110 м/с. При давлении энергоноси-
теля Ри = 0,4 МПа и статическом давлении 0,26 МПа динамиче-
ское давление в потоке достигает Рд1т = 0,119 МПа, скорость
энергоносителя ив = 240 м/с, а частиц материала 130 м/с.
Рис. 3.68. Изменение аэродинамических характеристик потока по
длине разгонной трубки (при Р„ = 4 МПа).
Незначительное увеличение скорости энергоносителя по дли-
не разгонной трубки (рис. 3.68) по сравнению с приростом скоро-
сти частиц говорит о том, что частице измельчаемого материала
передается большее количество кинетической энергии от энерго-
носителя при таком режиме работы эжекционного узла.
На рис.3.69, 3.70 представлены экспериментальные зависи-
мости влияния давления Ри энергоносителя и площади Sk коль-
цевого зазора в разгонной трубке на производительность Q,
удельную поверхность 5 готового продукта и удельный расход
Э энергоносителя.
212
Рис. 3 69. Влияние давления Ри энергоносителя на показатели (Q.
S, Э) работы струйной мельницы.
Рис. 3.70. Влияние площади кольцевого зазора Л\, на показатели (Q,
S, Э) работы струйной мельницы.
213
Экспериментальные зависимости (Q, S) = f(PJ носят экстре-
мальный характер с точкой экстремума в области Ри = 0,3 МПа,
а удельный расход Э энергии возрастает линейно с увеличением
давления Ри энергоносителя (рис. 3.69).
Экспериментальные зависимости (Q, S, Э) = f(S^ имеют точ-
ки экстремума в области значений S/,, равной 290мм2.
Функция Э = (Ри, S0 позволяет оценить экономические за-
траты на измельчение материала в струйной мельнице. Основ-
ные расходы складываются из количества энергоносителя, за-
трачиваемого на помол материала до заданной удельной по-
верхности.
214
Глава 4. КЛАССИФИКАЦИЯ (ГРОХОЧЕНИЕ) СЫПУЧИХ
СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
4.1.	Механическая классификация
сыпучих материалов на грохотах
4.1.1.	Термины, определения, классификация
В общем случае под классификацией понимается распреде-
ление предметов, явлений, понятий и т. д. по классам, отделам,
разрядам и т. п. в зависимости от их признаков. Применительно
к производству сыпучих строительных материалов это понятие
имеет несколько другой смысл.
Такие строительные материалы, как песок, щебень, гравий,
цемент, силикатная формовочная смесь, керамический и огне-
упорный пресс-порошок и т. п. представляют собой сыпучий
продукт, состоящий из кусков (зерен) различного размера
(крупности). Следовательно, зерновой (гранулометрический)
состав сыпучего материала является характеристикой распреде-
ления в нём зерен по крупности, т. е. характеристикой крупно-
сти.
Процесс разделения (без деформирования) материала на час-
ти различной крупности называется классификацией материала
по крупности: механической, гидравлической, воздушной
(пневматической), электромагнитной, электрофизической, по
упругости и трению, по цвету и др.
Самый распространённый и достаточно эффективный способ
классификации сыпучих материалов - механический. Механиче-
ская классификация (грохочение) представляет собой разделение
сыпучего материала по крупности на неподвижных и подвиж-
ных поверхностях (рабочих органах) с калиброванными отвер-
стиями (ситах, решетах, колосниках и т. п.), установленных в
машинах, называемых грохотами.
Грохочение бывает: вспомогательное (предварительное, кон-
трольное или проверочное), когда из исходного материала вы-
деляются классы крупности, не требующие или наоборот тре-
215
бующие технологической обработки; подготовительное - для
разделения материала на классы крупности с последующей раз-
дельной обработкой; самостоятельное (окончательное) — для
выделения готовой продукции, отправляемой потребителю;
обезвоживающее - для удаления воды.
В последнем случае вместе с материалом на грохот подаётся
вода для одновременной промывки и отделения вредных приме-
сей (глины, древесины и т. п.)
В зависимости от условий работы грохота различают крупное,
мелкое, тонкое и особо тонкое грохочение. При крупном грохоче-
нии применяются отверстия колосников от 100 до 300 мм; при
среднем (колосники и решета) - от 25 до 60 мм; при мелком (реше-
та и сита) - от 6 до 25 мм; при тонком (сита) - от 0,5 до 5 мм и при
особо тонком (мелкие сита) - от 0,05 до 0,5 мм.
Грохоты бывают дуговые, валковые, барабанные, качающие-
ся, инерционные (вибрационные) и др. Наибольшее распростра-
нение получили вибрационные грохоты с просеивающими по-
верхностями в виде колосников, решет и сит.
4.1.2.	Просеивающие поверхности
Просеивающие поверхности бывают штампованные (про-
бивные), плетёные (проволочные), тканые, сварные и др. Они
изготавливаются из стальных листов, проволоки, резины, поли-
меров и других материалов. Плетёные проволочные и другие
сита имеют отверстия квадратной или прямоугольной формы.
Форма отверстий штампованных (пробивных) решет может
быть разнообразной (круглой, квадратной, прямоугольной, ще-
левой и т. п.) в зависимости от их назначения и применения.
Размеры отверстий сит стандартизированы, например, 40; 20;
10; 5; 3; 2,5; 1,25; 0,63; 0,315; 0,14; 0,08 и т.п., т.е. соответствуют
нормальному ряду чисел в машиностроении (R-20, R-10) или
шкале (США, шкала Тайлера) с модулем 41 =1,41; V2 = 1,189;
^ТО = 1,26; Щ) = 1,12 и т.п.
216
Характеристикой пропускной способности (производитель-
ности) просеивающей поверхности является живое сечение (ко-
эффициент), определяемый по выражению
Рис. 4.1. Просеивающие поверхности:
а - штампованные листовые; б - тканые проволочные.
^ = (Fo/F)-lOO %,	(4.1)
где Fo — суммарная площадь отверстий в сите; F — общая пло-
щадь сита.
Для сита с квадратными отверстиями живое сечение:
(3= a2/(a + b)2 -100%.
(4.2)
Для сита с прямоугольными отверстиями длиной I и шири-
ной а живое сечение:
----—------100%.
(1+Ь)(а+Ъ)
(4.3)
Чем больше коэффициент (р, тем выше при прочих равных
условиях производительность грохота. Живое сечение штампо-
ванных решет не превышает 60 %, а плетёных (тканых) прово-
лочных - 80 %. Наряду с коэффициентом живого сечения про-
217
сеивающая поверхность характеризуется также коэффициентом
плотности, представляющим собой дополнение до 100 % к ср :
100 = к + ср или к - 100 —<9.	(4.4)
Поэтому различают сита малой, нормальной, большой и осо-
бо болы«ой_плотности. С возрастанием плотности, т.е. с умень-
шением живого сечения, производительность грохота уменьша-
ется, но долговечность сит увеличивается, так как при изготов-
лении сит применяется проволока большего диаметра. Для сор-
тировки сыпучих строительных материалов в грохотах обычно
используются плетёные (тканые) проволочные сита.
Рис. 4.2. Расчетная схема проволочного сита.
4.1.3.	Характеристика крупности материала
Для определения крупности и зернового состава материала,
состоящего из частиц размером более 0,074 мм, применяют си-
товой анализ, который выполняется на механическом анализа-
торе (приборе), состоящем из набора стандартных сит (рис. 4.3),
для этого пробу материала определённой массы и влажности
подвергают разделению на ситовом анализаторе.
Предварительно собранный, начиная с поддона, по возрас-
тающему размеру набор сит устанавливают на встряхивающее
устройство.
Навеску материала высыпают на верхнее сито, закрывают
крышкой, а набор сит закрепляют винтами к встряхивателю.
218
Включают двигатель встряхивателя и производят разделение
(рассев) материала в течение 15-20 мин. Рассев считается за-
конченным, если через сито при повторном разделении (рассе-
ве) в течение 2-3 мин проходит не более 1 % материала, нахо-
дящегося на сите (рис. 4.4).
Рис. 4.3. Прибор для определения зернового состава:
1 — крышка; 2 — набор сит; 3 — стол; 4 — эксцентриковый вал; 5 - ста-
нина; 6 - двигатель; 7 - кулисный механизм; 8 - винт; 9 — рычаг.
I 0-20 мм (гл)
Класс (продукт)
--'0-20 мм (т)
Класс
-- (продукт)
0-20 мм
-10	। .10
i
♦
0-10 мм 0-20 мм
do = 1O мм
Рис. 4.4. Схемы разделения материала по крупности:
а - на приборе; б — условное обозначение.
219
Материал, прошедший через сито, называется нижним (под-
решетным) классом или нижним продуктом и обозначается зна-
ком “минус”. Материал, оставшийся на сите, называется верх-
ним (надрешетным) продуктом или классом и обозначается зна-
ком “плюс”. Таким образом, с помощью одной просеивающей
поверхности (сита, решета) можно получить два класса крупно-
сти материала. Если материал подвергается разделению на п си-
тах, то в результате получается (//+1) классов. После разделения
материала на ситах отдельные классы взвешивают, а результат,
разделённый на массу всей пробы и выраженный в процентах
 100%;	• 100% , записывают в таблиц)'. По данным
у т	т )
анализа и расчета строят так называемую характеристику круп-
ности материала. Для чего по оси абсцисс откладывают размер
отверстий сит в мм, а по оси ординат частные или суммарные
выходы классов по “плюсу ” или по “минусу”. Пользуясь сум-
марными характеристиками, выход отдельного узкого класса
находят по разности ординат, соответствующих верхнему и
нижнем)’ пределу класса. По виду кривых, например, суммар-
ных остатков R на ситах различают выпуклые, прямолинейные и
вогнутые характеристики крупности.
Выпуклая форма кривой указывает на преобладание круп-
ных, вогнутая - мелких, а прямолинейная на равномерное рас-
пределение классов в исходном материале (рис. 4.5).
Рис. 4.5. Характеристики крупности материала:
1 — равномерное распределение материала по крупности; 2 — преобла-
дание крупных классов; 3 — то же, мелких.
220
Для обобщения характеристик продуктов дробления приме-
няют способ градуирования оси абсцисс не в абсолютных раз-
мерах отверстий сит (мм), а в долях ширины разгрузочной щели
дробилок = кок — относительная круттность.
Такие характеристики являются типовыми для различных
дробилок. Поэтому каждому типу дробилок соответствует опре-
делённая характеристика крупности продуктов дробления.
Линейная шкала оси координат применяется в основном для
построения характеристик сравнительно крупного материала.
Для характеристики более мелкого материала строятся сетки с
полулогарифмической, логарифмической, двойной логарифми-
ческой и другими шкалами.
Процесс разделения материала на классы крупности - это веро-
ятностный процесс. Известен ряд формул для функциональной
зависимости между' выходом отдельных классов и их крупностью
или между суммарным остатком R на ситах и размером сит <70 .
Для оценки крупности дробления и в особенности измельчён-
ных материалов широкое применение получило экспоненциально-
степенное уравнение, предложенное Розиным и Раммлером:
100 = е>»<ге
R
где R - суммарный остаток на сите <7(1 , %; е - основание нату-
ральных логарифмов; тип — постоянные, характерные для
данного материала.
В.А. Олевским предложено упрощённое экспоненциальное
уравнение (при п = 1)
100 mdi
---= е
R
3d
100 Т
или ----«е "
R
(4-6)
221
которое является частным случаем по отношению к уравнению
Розина - Раммлера. Эта формула может быть использована для
практических расчётов.
Размер частицы материала шарообразной формы характери-
зуется диаметром шара, к которому близка по форме частица. В
этом случае номинальный диаметр частицы совпадает с диамет-
ром d0 наименьшего круглого отверстия сита (решета), через
которое шарообразная частица проходит. На практике частицы
материала имеют неправильную форму и при определении но-
минального размера их условно заменяют эквивалентным телом
правильной формы. Номинальным диаметром частиц (зерен),
подвергнутых ситовому анализу, считается диаметр круглого
(или сторона квадратного) отверстия, через которое прошли
частицы материала. Однако чаще оценку крупности частиц (зе-
рен) материала проводят не по номинальному диаметру, а по
другим показателям, например, по “среднему диаметру’’. Поня-
тие “средний диаметр” становится определенным лишь при ус-
ловии, когда указано, в каком отношении устанавливается экви-
валентность между частицей и телом правильной геометриче-
ской формы. Например, для частицы в форме параллелепипеда с
размерами: длиной - I, шириной - Ъ и толщиной - h “средний
арифметический диаметр” dcp определяется по формуле
1 + Ъ + к
(4-7)
При замене формы частицы кубом среднегеометрический
диаметр
dz = \flbJi .
(4-8)
Степень отклонения формы частицы от шара оценивают ко-
эффициентом сферичности у/ , представляющим отношение
222
поверхности шара 8Ш к поверхности равновеликой по объёму
частицы Sr
(4.9)
Например, если частица имеет форму куба с ребром а, то
отношение поверхности шара диаметром d к поверхности куба
с ребром а будет равно
(4.Ю)
При одинаковых объёмах ---= cd коэффициент сферично-
сти куба будет равен
(4-И)
Аналогично вычисляется (// и для других тел геометрически
правильной формы.
При определении среднего размера не отдельной частицы, а
узкого класса, ограниченного диаметрами dl и d2 , применяют-
ся следующие формулы:
для среднеарифметического диаметра
(7[ + г?2
(4-12)
для среднегеометрического диаметра
223
dг — -\jdxd2 7
(4.13)
для среднегармонического диаметра
2 J \d
Cl j j	'
+t/2
(4.14)
для среднего диаметра по Меллору

(4.15)
для среднего диаметра по Андреазену
dA
2df - d2
— 3-------- 5
dt + d2
(4-16)
и другие.
Для оценки среднего диаметра всего продукта (смеси), со-
стоящего из частиц различных узких классов, С.Е. Андреевым
предложено несколько формул.
На практике чаще всего используется арифметический
“средневзвешенный диаметр”, вычисляемый по формуле
п	1 п
d.r-YrA/'Zr,-	И-17)
Или в развернутом виде
d = rA+y2d2+y3d3+... + y„dn , д8)
Г,+Г2+/з +- + Гп
224
где - частные остатки на ситах; dt - диаметр, принимаемый
за средний для узкого класса; п - количество классов.
Гармонический средневзвешенный диаметр по величине
удельной поверхности рассчитывается по формуле
deP = Е ft	(ft М ) ’	<4'19)
или в развёрнутом виде
ft + ft + /з + - + Гп
Yx!dx + ftM + ft/Ч + - + Yn/dn
(4.20)
Для однозначной характеристики крупности материала, на-
пример песка, часто используют параметр “модуль крупности”,
рассчитываемый по формуле
Д/ — ^2-5 + ft'25 + Гр.63 + ft,315 + ft,14
1 1 кр
(4-21)
100
где /25 ,ft 25./014 - полные остатки материала на ситах, %;
100 — суммарные остатки на ситах, %.
При расчёте модуля крупности М песка не учитываются
фракции крупнее 5 мм, которые отделяются при предваритель-
ном (контрольном) грохочении.
Для оценки гранулометрического состава песка наряду с
М указывается также полный остаток на сите № 063 в про-
центах (табл. 4.1).
Для выбора формулы расчета среднего диаметра сыпучего
материала рекомендуется предварительно установить вид опре-
деляющей функции Z = f\ — . Неправильный выбор формулы
225
может привести к результату, не соответствующему действи-
тельности.
Таблица 4.1
Характеристика крупности песка
Песок	Полный остаток на сите № 063, %	Модуль крупности,	Удельная поверх- ность, см2 / г	Проход через сито №014, %
Очень круп-				
ный	Более 65	Более 3,25	—	5
Крупный		3,25-2,4	—	10
Средний	50-70	2,5-2,0	—	10
Мелкий	35-50	2,0-1,0	100-200	15
Очень мелкий	—	1,5-1,0	200-300	20
Тонкий	-	менее 1,0	более 300	более 20
4.1.4.Эффективность грохочения
Под эффективностью классификации (грохочения) вообще
понимают отношение массы материала, прошедшего через сито
- решето (подрешетного продукта), к массе материала данной
крупности, содержащегося в исходном продукте.
E = (m;/mJ-100%,
(4.22)
где т'а и та - соответственно количество материала заданной
крупности, прошедшего через сито и в исходном продукте,
Эффективность грохочения зависит от большого количества
факторов и составляет 35-98 %. Для оценки эффективности гро-
хочения рассмотрим схему односитного грохота. При устано-
вившемся режиме грохота наблюдается равенство
226
Q, а- исходный
Рис. 4.6. Схема разделения материала на односиз ном грохоз е
Q — Qh + Qn >
(4.23)
где Q - масса исходного материала, подаваемого на грохот
(производительность); QH,Qn - соответственно массы надре-
шетного и подрешетного продуктов (производительности).
Уравнение баланса по мелкому классу имеет вид

(4.24)
где а — содержание определенного мелкого класса в исходном ма-
териале, %; Р и и - содержание того же класса соответственно в
подрешётном и надрешётном продуктах, %.
После подстановки QH из предыдущего равенства уравнение
баланса будет иметь вид
Q{a-v) = Qn{fi-v).
(4.25)
Отсюда выход у подрешётного продукта, равный отноше-
нию массы подрешётного к массе исходного продуктов
(г=ел/е-юо%) , равен
227
Z = 100-^
(4.26)
Если расчет проводится по классу крупности, верхний предел
которого равен размеру отверстия сита (решета), то содержание
расчетного класса в подрешетном продукте составляет 100 %
(т.е. Р =100%). В этом случае выход подрешетного продукта
равен
у = 100
а-и
100-р
(4-27)
где а - содержание всего подлежащего отсеву мелкого класса в
исходном материале, %.
Извлечение мелких классов 8 и подрешетный продукт мож-
но выразить процентным соотношением массового количества
материала, входящего в мелкий класс подрешетного продукта к
общему количеству его в исходном материале. Согласно опре-
делению, извлечение равно
lOOtz а
(4.28)
где а - содержание мелкого класса в исходном материале;
1 OOtr - всего мелкого класса; Ру - содержание мелкого класса
в подрешетном продукте; у - выход подрешетного класса; Р -
содержание в подрешетном продукте мелкого класса.
Подставляя значения у из предыдущей формулы, получим
£ = юо4 =	.
а р ~v
(4.29)
Для случая, когда р = 100%
228
100/ _ 100 100 a-V
a a 100 -v
(4.30)
Эффективность E в таком случае представляет разность меж-
ду извлечением s в подрешетный продукт расчетного мелкого
класса и извлечением f(+) в него крупного класса.
Е = £-£{+),
(4-31)
100- р
где £(+) =	~ ? а Е- определяется по вышеприведенной
формуле.
Подставляя значения Е и f(+) в формулу Е'.
а 100 -а
В случае, когда /7 = 100%
г _100-/ _
Eq —	~ Eq >
а
(4.32)
(4.33)
т. е. эффективность грохочения Е по всему мелкому классу,
верхний предел которого равен размеру отверстия сита, равна
извлечению этого класса в подрешетный продукт.
Эффективность грохочения нерудных строительных мате-
риалов составляет: 40-60 % - для дуговых грохотов; 40-70 % -
для барабанных грохотов; 50-70 % - для колосниковых инерци-
онных грохотов и 95-99 % - для виброгрохотов горизонтальных
и наклонных.
В надрешетном продукте неизбежно остаётся некоторое ко-
личество подлежащих отсеву мелких классов вследствие несо-
229
вершенства разделения исходного материала в процессе
грохочения.
Содержание и их, характеризующее “степень замельчённо-
сти” верхнего продукта, зависит от точности отсева £ и от на-
чального содержания мелких классов в исходном материале.
Решение уравнения для Ео относительно О даёт
100-г
100	£
а 100
(4.34)
Непосредственно по выходу у подрешетного продукта “за-
мельченность” верхнего продукта может быть определена
и = 100
а —у
100 -у
(4.35)
Рис. 4.7. “Замельченность” надрешетного продукта в зависимости
от содержания мелкого класса в исходном материале и точности
отсева.
230
Качество процесса грохочения характеризуется двумя пара-
метрами - точностью отсева £ и “замел ьчённостыо” надрешет-
ного продукта и, так как высокая точность еще не гарантирует
хорошего качества верхнего продукта. Например, грохочение
велось с очень высокой точностью (£ = 98% ), однако “замель-
ченность” надрешетного продукта определенным классом со-
ставляет 16 % при допустимой максимальной замельченности
^=10%.
Для обеспечения требуемой предельной “замельченности”
необходимо грохочение с точностью отсева (измельчением) не
менее 98,8 %, что можно достигнуть путём снижения нагрузки
(производительности) грохота на 40 %.
4.J.5. Кинетика грохочения (сортировки)
Для описания кинетики сортировки материала на грохотах
(зависимости точности отсева £ от продолжительности t пре-
бывания материала на грохоте) В.А.Перов предложил эмпири-
ческую формулу
£ = 1-е-^
(4.36)
где £ — точность отсева в долях единицы; к и п - параметры,
зависящие соответственно от свойств материала и условий гро-
хочения; t - продолжительность сортировки.
После двукратного логарифмирования уравнение имеет вид
Igflg
V
= nig? + const.
(4.37)
Если принять
и 1g / = д, будем иметь
1
1 - £
у = пх + С,
(4.38)
231
где С - постоянная величина, зависящая от свойств материала и
условий сортировки.
Этому уравнению соответствует прямая в координатах X и Y,
где по оси абсцисс откладывается логарифм продолжительности
грохочения, а по оси ординат - двойной логарифм точности отсева.
Из рис. 4.8 видно, что точность отсева Е нарастает по мере
увеличения продолжительности t пребывания (сортировки) ма-
териала на грохоте.
Экспериментальная кривая настолько отличается от теорети-
ческой, что указывает на приближённое отражение уравнения
кинетики грохочения (сортировки).
Продолжительность грохочения (t), с
Рис. 4.8. Зависимости точности от продолжительности сортировки
(в логарифмической координатной сетке).
Согласно математической статистике вероятность Р просеи-
вания мелких частиц за время t при начальной толщине слоя h
материала на сите
P = \-F(H},
(4.39)
где F(FT) — интеграл вероятности (функция Лапласа); Н- без-
размерный параметр (критерий Непомнящего Е.А.), определяе-
мый по выражению
232
у] 2кс  L  им
(4.40)
где q - пропускная способность (удельная производительность,
отнесенная к единице ширины грохота Е), q = Q/В, м3/мс; кс-
коэффициент сортировки, определяемый экспериментально, м2/с; L
— длина сита, м; им - скорость перемещения материала по ситу,
м/с; Q — производительность по питанию (загрузке), м3/с.
Вероятность Р здесь принимается пропорционально точности
отсева £
f = 100-Г(Я).
(4.41)
Зависимость между е и критерием Н в первом приближе-
нии при Е > 65%
f «100-113//,%.
(4.42)
При L = const и В = const
(4.43)
График зависимости Е = f
имеет линейный характер.
Точность отсева £ повышается с уменьшением параметра
q
Для определения оптимальных параметров режима работы
грохота В.А. Олевский предложил применять графоаналитиче-
233
ский метод обработки опытных данных. По этому методу зави-
симость условной толщины слоя материала 1гм от пропускной
способности грохота q = QjВ выражается уравнением прямой
=—^-(д - А), м.
w 1000V	’
(4.44)
где Кq , А — соответственно коэффициенты, зависящие от час-
тоты и амплитуды колебаний и угла наклона грохота.
Скорость подачи материала связана с переменными д и hM
соотношением
Ци >м/с-	(4.45)
После подстановки hM из предыдущей формулы
д-100
(4.46)
Кривые, соответствующие данной формуле, образуют семей-
ство гипербол E>a^const = f (q). Зависимость точности отсева Е
от основных параметров определяется графическим построени-
ем плавных кривых по экспериментальным данным. Строится
диаграмма сортировки, на оси абсцисс которой откладывается
q, а на оси ординат - скорость подачи им. Изолинии
Е = const образуют серию кривых, каждая из которых дважды
пересекает вертикальную линию q = const. Это указывает на
возможность реализации двух различных скоростных режимов,
обеспечивающих получение одной и той же точности отсева при
заданной пропускной способности q : режима с малой скоро-
стью и большой толщиной слоя материала hM (при малых углах
234
наклона грохота а ) или с большой скоростью, но малой тол-
щиной (при больших углах наклона грохота). По диаграмме
сортировки можно найти оптимальную скорость иопт и опти-
мальный угол а наклона, т. е. обеспечивающие максимальную
пропускную способность грохота при заданной точности отсева.
Как видно из краткого анализа скоростного режима работы
грохота, особое место уделено скорости движения материала.
Вопрос о допустимой предельной скорости движения мате-
риала по грохоту может быть рассмотрен применительно как к
режиму без подбрасывания, так и с подбрасыванием частицы
материала на сите; как к режиму с горизонтальным, так и на-
клонным неподвижным и подвижным ситом и к другим режи-
мам работы грохотов.
! Пропускная способность, м3/(м с)
Рис. 4.9. Диаграмма эффективности грохочения
Предельную скорость движения материала сначала рассмот-
рим применительно к режиму без подбрасывания (рис. 4.10).
Возможны два варианта движения частицы: 1) после столкно-
вения отсутствует возможность выброса частицы вверх (восста-
навливающий эффект отсутствует); 2) есть возможность поднятия
на поверхность сита (наличие восстанавливающего эффекта).
При первом случае:
235
Ц, i' 0,5(17a  g • cos a , м/с,
(4.46)
где a — угол наклона сита, град.; а — размер отверстия сита,
мм; g - ускорение силы тяжести, g = 9,810 м/с2.
Например, а = 20°; а = 0,012 м; l>0 = 3 lyfa « 0,107 м/с, а
экспериментальное значение иэ — 0,5 м/с, т.е. в 5 раз больше.
Рис. 4.10. Движение частицы по просеивающей поверхности
При втором случае:
1 ( cos Р
2\cos<z
(4-47)
________________g-a__________________
coscr - sin p + cos p  tga + sin a • tga
Например, a = 20°; a = 0,012 м, p a 60°45';
— 93-Ja « 0,32 м/с, т. e. в 3 раза больше предельной скорости
по отношению к первому случаю.
236
Рис. 4 11. Схема к расчету скорости движения материала:
а — горизонтальное расположение, б - наклонное расположение.
Для грохотов с направленными круговыми колебаниями и с
просеивающей поверхностью, расположенной горизонтально
(рис. 4.11, а} и наклонно (рис. 4.11, б) траектория движения ма-
териала с подбрасыванием может быть описана уравнениями:
Для случая “а”
y = xtgy-
2-v0 -cos2 у
при у = h,x = xr,h — sin2 y/{2.g),
при a — 35 ,иэ — l,124h .
(4.49)
(4-50)
Для случая “б”
у— Orf ч------costz,
<5*
—— sma.
I 2 J
(4.51)
Решая совместно уравнения, получаем:
237
у = v0^2x/(gsma) - x/tga.
При у = h и х = xt, v0 — y]2hg cos a .
При a = 20 , o0 — 4,28-Jh .
(4.52)
(4-53)
(4.54)
По величине скорости u0 далее можно определить парамет-
ры колебания грохота:
и0 — а-со,
(4.55)
где а - амплитуда колебаний, со - угловая частота.
Оптимальная скорость, зависящая от производительности
грохота и необходимой эффективности грохочения, должна
быть окончательно установлена после экспериментальных ис-
пытаний.
4.1.6. Основные параметры, влияющие на процесс грохочения
Основными конструктивными параметрами грохота, влияю-
щими на процесс грохочения материала являются: ширина В,
длина L, размер отверстий сит dc, частота колебаний п, ам-
плитуда колебаний а, угол наклона грохота а; скорость дви-
жения материала им является функцией перечисленных пара-
метров.
Технологическими параметрами являются: крупность D и
влажность W материала, точность отсева Е, эффективность
грохочения Е, производительность по исходному материалу Q
и другие факторы. Пропускная способность грохота является
функцией конструктивных и технологических параметров.
Пропускная способность грохота (удельная производитель-
ность) определяется из соотношения
238
q{ — Q/B или Яг = QlВ' L — —.	(4.56)
L
В общем виде технологическая характеристика грохота мо-
жет быть выражена
q} = f(d0,n,a,a,L,e,E,D,JV),	(4.57)
и
<?2 = f(d0,n,a,a,L,£,E,D,W).	(4.58)
Приведенные уравнения используются при технологических
расчетах грохотов и расчетах на эффективность сортировки.
Технологический расчет грохотов сводится к определению
размеров просеивающей поверхности (Д’) по заданной произ-
водительности ((?) и необходимой точности грохочения (f).
Для расчета производительности грохота предложено не-
сколько формул. Все они являются разновидностью общей фор-
мулы:
Q = К q - F, м3/ч,	(4.59)
где К - опытный коэффициент пропорциональности; q -
удельная объёмная производительность, отнесённая к 1 м2 про-
сеивающей поверхности, м3/ м2ч; F - площадь сита, м2.
Для расчета производительности грохота по исходному то-
варному материалу НПО “ВНИИстройдормаш” рекомендуется
формула:
Q = т  q • F  Кх  К2  К3, м3/ч,	(4.60)
где т - коэффициент, учитывающий неравномерность питания,
состав материала, форму зерен, тип грохота и т. д.,
т - 0,5...0,8; q - удельная производительность q = 5,5...82 м3/
239
м2ч; Кх - коэффициент, учитывающий угол наклона грохота.
К} =0,45...1,37 ; К2 - коэффициент, учитывающий процентное
содержание нижнего класса в исходном продукте,
К2 = 0,58... 1,25 ; К} - коэффициент, учитывающий содержание
в нижнем классе зерен, размером меньше половины отверстия
сита, К3 = 0,63... 1,37 .
Входящие в формулу (4.60) значения коэффициентов прини-
маю! по таблицам или графикам из справочной и учебной лите-
ратуры.
При сортировке строительных мат ериалов на виброгрохотах
рекомендуют следующие значения параметров грохочения
(табл. 4.2).
Таблица 4.2
Параметры грохочения нерудных материалов
Круп- ность по питанию, мм	Диаметр отвер- стия си- та, мм	Ампли- туда колеба- ний, мм	Частота колеба- ний,мин’1	Угол наклона грохота, град	Скорость движения материала по ситу, м/с
0-13	2,36	8	950	20	0,6...0,7
0-25	19	8	950	20	0,7...0,74
0-100	25	8	950	20	0,75...0,82
0-200	75	9,5	950	20	0,83...0,85
Знания теоретических основ классификации (сортировки,
грохочения) сыпучих строительных материалов позволяют
лучше освоить конструкции, основы расчета и проектирования
грохотов.
240
4.2.	Классификация по упругости и трению
4.2.1.	Общие сведения
Обогащение (классификация) по упругости и трению основа-
но на неодинаковом (разном) отскоке прочных и слабых частиц
материала от разделительной поверхности (плиты) или на раз-
личии скольжения по поверхности (плите) вследствие разных
упругих свойств и коэффициентов внешнего зрения материала.
По упругости и трению обогащают сухой материал, не тре-
бующий промывки.
Классификация неоднородного по прочност и щебня и гравия
осуществляется по упругости или трению, или одновременно по
упругости и трению. Оборудование для обогащения материала
по упругости и трению называют классификаторами или сепа-
раторами и реже установками. Для успешного разделения мате-
риала по упругости и трению подача его на разделительную по-
верхность (плиту) классификатора должна производиться моно-
слоем в разрыхленном состоянии, что снижает производитель-
ность оборудования [62,80].
4,2.2.	Теоретические основы классификации
по упругости и трению
Классификация по упругости основана на разнице траекто-
рий, по которым отбрасываются частицы материала, имеющие
различную упругость при падении на твердую поверхность
(плиту).
Об упругости материала судят по отношению h/H, т.е. высоты
отражения (отскока) частицы к сбрасываемой высоте (рис. 4.12).
241
61
Рис. 4.12. Траектория движения частицы материала шарооб-
разной формы при отскоке ее от горизонтальной (а) и наклонной
(о) плоскостей.
Частица шарообразной формы, падая на горизонтальную
плоскость (рис. 4.12, а) с высоты Н со скоростью и = -j2gH ,
после соударения полетит в обратном направлении со скоро-
стью Vн = ^2gh (скоростью отражения). Коэффициент восста-
новления скорости при этом определится из соотношения
(4.60)
Значения Ке зависят от упругих свойств падающих тел, а
также от высоты падения. При Кв = 0 и U = 0, т. е. упавшее на
плоскость тело не отскочит от плоскости ( случай неупругого
удара). Если Кв =1 и U = и, т. е. упавшее на плоскость тело от-
скочит от нее ( случай упругого удара). При 1>Ке>0 ( случай не
вполне упругого удара) может осуществляться классификация
щебня (гравия) по упругости.
Высота отскока тела
h = HK*.
(4.61)
При падении тела на наклонную плоскость (рис. 2.2.1, б) оно
отскакивает от плоскости под некоторым углом. Проекция ско-
242
рости отражения на вертикальную плоскость определяется из
выражения
Ux = U cos(<p + р) - yl2ghl ,	(4.62)
где (р и р - соответственно угол падения и отражения тела;
- высота отскока тела.
Коэффициент восстановления:
Гр
е1 &	УН
(4.63)
или р - HKeV .
Если предположить, что траектория отражения тела при со-
ударении с плоскостью есть прямая линия, тогда величину S'
можно рассчитать по формуле
\	_ нкв12
cos(ff>+fl) cos(<p+fl)
В этом случае величина Кв, определится
tga
tgP
(4.64)
(4.65)
Если Кв1 = 7, то (р — Р, т. е. угол падения тела равен углу от-
ражения (случай вполне упругого удара).
Материалы, имеющие разные значения коэффициента вос-
становления Ке1, будут отскакивать (перемещаться) по разным
траекториям, что позволяет их классифицировать по упругости
(рис. 4.13).
243
Классификация щебня и гравия по упругости эффективна
только при достаточной разнице в дальности отскока от наклон-
ной плиты прочных и слабых горных пород.
На основании экспериментальных исследований, проведен-
ных Н.К.Тимченко, определены следующие относительные зна-
чения (%) дальности отскока гравия крупностью 20 мм из сле-
дующих горных пород (за 100 % принята дальность отскока гра-
вия из известняка прочностью 60 МПа):
Известняка прочностью 20 МПа......................25
Метаморфических горных пород слабой прочности.....44
Гранита средней прочности........................66
Известняка прочностью 60 МПа.....................100
Известняка прочностью 80 МПа.....................100
Песчаника прочного...............................119
При исследованиях установлено, что коэффициент вариации
дальности отскока гравия составляет 30 — 50%. Поэтому для по-
вышения эффективности обогащения рекомендуется применять
очистку промежуточных продуктов и двухстадийную схему
классификации (рис. 4.13).
Гoafjuu необогащенный
Рис. 4.13. Двухстадийная схема классификации гравия по
упругости
244
4.2.3.	Закономерности классификации
по трению и упругости
Обогащение (классификация) материала по трению и форме
материала основано на использовании различий в скоростях
движения разделяемых частиц по наклонной плоскости [62,80].
Равнодействующая сил, под действием которых происходит
движение частицы (тела) по наклонной плоскости, определяется
выражением:
F = mg(s>ma — f cos а),
(4.66)
где т - масса частицы; g - ускорение силы тяжести; а - угол
наклона плоскости; f — коэффициент трения материала о на-
клонную поверхность, f = tgcp; (р - угол трения.
Скорость движения частицы по наклонной плоскости
и = Л/2 g/(sin<z- f coscz) ,
(4-67)
где I - длина пути частицы.
Путь, пройденный частицей по горизонтали до разгрузочного
устройства
L = иcosa
(4.68)
где Н - расстояние по вертикали от конца плоскости до дна раз-
грузочного устройства.
На основании экспериментальных исследований установле-
но, что коэффициент трения щебня из известняка о металличе-
скую поверхность обратно пропорционален его прочности на
сжатие (рис. 4.14).
245
Рис. 4.14. Зависимости коэффициента восстановления Кв и тре-
ния/ щебня из известняка от его прочности на сжатие (по данным
Н.К. Тимченко)
Для обогащения неоднородного по прочности щебня из из-
вестняка разработан способ, основанный на использовании раз-
личия свойств одновременно как по упругости, так и по трению.
Щебень разделяется в процессе удара о поверхность вращающе-
гося барабана (рис. 4.15).
Рис. 4.15. Схема обогащения неоднородного щебня из известня-
ка по упругости и трению на механическом классификаторе Н.К.
Тимченко
246
После соударения материал получает две скорости движения:
vo — скорость упругого отскока и и — касательную скорость,
вызванную силами трения. Высота падения материала, частота
вращения барабана и угол падения подбираются таким образом,
чтобы зерна прочного щебня отскакивали под большим углом и
падали в противоположную вращению барабана сторону, а зер-
на слабой прочности - под меньшим углом и падали в сторону
вращения барабана. Зерна, которые отскакивают под углом,
равным нулю, относят к граничному классу, по которому произ-
водится классификация щебня по упругости и трению. Машины
для разделения щебня по упругости и трению получили назва-
ние механических классификаторов.
Для определения угла падения (разделения) Н.К. Тимченко
предложена формула
tg«o =
1 + 2А-ео
(4.69)
или
tg«0
1890-q-^.
3800 + 1,6(7^ ’
(4.70)
где <^сж
— прочность на сжатие, по которой производится
классификация (разделение) щебня.
Экспериментальные исследования показали, что крупность
щебня (5-50 мм) не влияет существенно на процесс обогащения
по упругости и трению. Производительность механических
классификаторов увеличивается при обогащении щебня круп-
ных фракций и снижается при классификации щебня мелких
фракций.
247
4.3.	Гидравлическая классификация
нерудных строительных материалов
4.3.1.	Закономерности свободного падения
частиц материала в .ж идкой среде
Классификация строительных материалов в жидкой среде, а
также гравитационное обогащение (промывка, отсадка, обога-
щение в тяжелых средах и др.) основаны на различии скоростей
падения частиц материала разного размера, формы и плотности
в жидких средах. Падение частиц в жидких средах может быть
свободным и стесненным.
Свободным называется падение одиночной частицы (тела) в
безграничной водной среде или падение тела в жидкости, нахо-
дящейся в емкости, размеры которой велики по сравнению с
размерами падающей частицы (тела).
Стесненным называется падение тела в емкости с жидко-
стью, размеры которой соизмеримы с размерами падающего те-
ла, или падение тела в жидкости, в которой находятся другие
частицы, аналогичные падающему телу или отличающиеся от
него размерами, формой и плотностью.
В классифицирующем и обогатительном гравитационном
оборудовании происходит совместное падение частиц материа-
ла. Свободное падение является лишь частным случаем стес-
ненного. Однако вследствие относительной простоты свободное
падение изучено наиболее подробно. Многие аналитические за-
висимости свободного падения положены в основу многих фор-
мул стесненного падения.
Скорость падения частиц относительно жидкой среды опре-
деляется соотношением действующих на частицу сил: силы тя-
жести (G), подъемной (архимедовой) силы (Р„), силы гидроди-
намического сопротивления жидкости (Л>) и сил механического
взаимодействия частиц при их соприкосновении (Р„).
Сила тяжести, направленная вниз, определяется объемом ( V)
и плотностью частицы (рТ)
248
G = VpTg,	(4.71)
где g - ускорение силы тяжести (свободного падения).
Подъемная (архимедова) сила, направленная вверх, равна
^=*7^,	(4.72)
где рж — плотность жидкой среды.
Гидродинамическое сопротивление возникает вследствие
трения жидкости о поверхность тела, а также перепада давления
между передней и задней его частью. Сила трения и образова-
ние вихрей обусловлены вязкостью жидкой среды. Чем больше
размеры тела и его скорость и чем меньше вязкость среды, тем
больше сопротивление от перепада давления и тем меньше со-
противление от трения о поверхность тела.
Сила гидродинамического сопротивления жидкой среды при
движении в ней частицы со скоростью ит выражается формулой
(4-73)
где ip - коэффициент гидродинамического сопротивления; рж
— плотность жидкой среды; ит — скорость частицы (тела); dr -
диаметр частицы (тела).
Силы механического взаимодействия частиц определяются
массой частиц и скоростью их соприкосновения. Они мало изу-
чены и на практике не учитываются вследствие небольшой ве-
личины.
При падении в неподвижной жидкой среде с начальной ско-
ростью (ит = 0) частица (тело) под действием силы тяжести бу-
дет постепенно увеличивать скорость падения. Одновременно
будет расти и сила гидродинамического сопротивления (Рд). По
истечении некоторого времени частица приобретет практически
постоянную скорость, называемую конечной скоростью паде-
ния. С этого момента сила тяжести (G) и подъемная (архимедо-
249
ва) сила (Рп) уравновешиваются силой гидродинамического со-
противления (Рд). Поэтому для частиц шарообразной формы,
когда V = тгс!-/ /6, можно записать равенство
, (Рг Рж)£	•
6
(4-74)
Коэффициент гидродинамического сопротивления (у/ ) зави-
сит от формы и ориентации частицы в пространстве и является
функцией безразмерного числа Рейнольдса (Re)
Re = r« т т = -1-1-,	(4.75)
Р V
где fl и v =-----соответственно динамический и кинемати-
Рж
ческий коэффициенты вязкости.
Зная зависимость коэффициента сопротивления (i//) от числа
Рейнольдса (Re) по формуле (4.5) можно определить скорость
(иг) падения частицы (тела) в жидкости. Значения коэффициен-
та сопротивления (<//) приведены в специальной литературе
[82,100]. Согласно графику (диаграммы Релея) зависимости ко-
эффициента сопротивления (у/) от числа Рейнольдса (Re) рас-
сматриваются четыре характерные области: область малых чи-
сел Рейнольдса (Re<7), где две трети гидродинамического со-
противления составляет сила трения жидкости о поверхность
частицы, а одна треть - на долю сопротивления от периода дав-
ления (ламинарная область). Вторая переходная область (/ < Re
< 1(f), где сила гидродинамического сопротивления характери-
зуется трением жидкости о поверхность тела и перепадом дав-
ления. Третья область изменения чисел Рейнольдса (J(f < Re <
1(f), где коэффициент сопротивления является почти постоян-
ной величиной (у/ « 0,16), а сила сопротивления определяется
250
периодом давления (турбулентная область). Четвертая область
резкого снижения коэффициента сопротивления (10s < Re <
31 0s), где с увеличением скорости ит сила сопротивления
уменьшается за счет перехода ламинарной пограничной области
в турбулентную.
Скорость падения шаров по теоретическому' уравнению мо-
жет быть рассчитана только для малых чисел Рейнольдса (Rc
<1), т. е. для ламинарного движения. В этом случае сила гидро-
динамического сопротивления выражается зависимостью
или
Рд - 3npvrdr ,	(4.76)
= Зя/Re.	(4.77)
На основании формул (4.76) и (4.77) скорость падения части-
цы может быть определена по формуле
grf/CA-Рж)
т 18/7
или
vT=KdT2v~x\,	(4.79)
где Л = (/?г ~ РжУРж ~ относительная разность плотностей; К
= g/18 - постоянный коэффициент.
На практике скорости падения частиц определяются по тео-
ретическим уравнениям; эмпирическим и интерполяционным
формулам; графикам; таблицам и т. п., составленным на основе
аппроксимации кривой Релея и экспериментальных данных. Во
избежание больших ошибок рекомендуется определять скорость
падения двумя способами: расчетным (аналитическим) и графи-
ческим. При решении некоторых практических задач по задан-
ной скорости падения находят диаметр частицы. В табл. 4.3.
приведены скорости падения частиц некоторых материалов в
воде при температуре 20‘С.
251
Таблица 4.3
Средняя скорость падения минеральных частиц
Уголь	бурый (рт=1,35 т/м3)		Антрацит (рт=1,55 т/м3)		Кварц (рт=2,65 т/м3)	
dr, мм	VT*1(F v/c	ф, мм	Уг*1(Г v/c	dr, мм	УД102 v/c
0,95	3,2	0,88	3,7	0,91	8,4
5,3	11	5,6	11,5	5,5	26
11,8	16,3	И,1	17,2	11,9	39,3
23,1	21	21	22,9	25,2	60
4.3.2. Закономерности стесненного падения
частиц материала в жидкой среде
При стесненном падении встречные потоки жидкости, обте-
кающие потоки материала, движутся в промежутках между ни-
ми. Сужение потоков увеличивает градиент относительной ско-
рости жидкости, приводящий к увеличению гидродинамическо-
го сопротивления. При действии одной и той же силы (напри-
мер, силы тяжести) скорость частиц при совместном падении
будет меньше скорости их свободного падения. Чем меньше
расстояние между частицами, т. е., чем больше их концентра-
ция, тем меньше будет скорость стесненного падения. В отличие
от свободного падения возможны различные скорости стеснен-
ного падения в зависимости от концентрации частиц материала.
Условия стесненного падения возникают при падении оди-
ночных частиц в узких камерах, когда размер частиц соизмерим
с размерами камеры, а также при совместном падении однород-
ных и разнородных по размерам, форме и плотности частиц в
больших камерах с жидкостью. Для определения скорости стес-
ненного падения частиц рассматриваются две группы формул.
Первая рассматривает совокупность падающих частиц как
фильтрационную среду, через которую жидкость протекает в
вертикальном направлении снизу вверх. Вторая представляет
стесненное падение как падение отдельной частицы, находя-
252
щейся в массе других. При этом за основу принимается скорость
свободного падения, а условия стесненности учитываются вве-
дением в формулы поправочных коэффициентов. Из формул
первой группы следует привести
vcr = 1,8BN,
(4.80)
vCT = 3,6BN2'3,
(4.81)
v(l-w)	„
где В =----------- - безразмерный параметр; тп - коэффициент
d3  со
разрыхления (пористость); d3 - эквивалентный диаметр,
d3 = (1,05 —1,1)	; оз - коэффициент сферичности частицы, со =
з	з
со m
0 - 1; /V —-Аг ——-—-— безразмерный параметр; Аг - кри-
216	(1 - т)
„ .	л S •
терии Архимеда, Аг =  ---——.
v
Из формул второй группы наибольшее распространение по-
лучила формула Лященко:
t>CT — l)CBm ,
(4-82)
где исв - скорость свободного падения частиц; Л - показатель
степени, зависящий от размера, плотности, формы частиц, а
также от соотношения размеров частиц и классификационной
камеры.
Кроме приведенных зависимостей известны и другие фор-
мулы. Для грубой оценки скорости стесненного падения
можно пользоваться данными табл. 4.4., рассчитанными по
формуле (4.82).
253
Таблица 4.4.
Значения отношений скоростей
стесненного и свободного падения кварцевых шаров
Диаметр квар- цевых шаров, dr, мм	Число Рейнольд- са, Re	Отношение vc,/vCB при m		
		0,6	0,8	1
0,189	5	0,137	0,425	1,0
0,52	50	0,216	0,514	1,0
0,72	100	0,238	0,538	1,0
>1,75	>500	0,295	0,59	1,0
4.3.3. Основные способы гидравлической классификации
В гравитационных и центробежных классификаторах исполь-
зуются два основных способа разделения частиц: разделение в
потоке, направление которого совпадает с направлением основ-
ных действующих сил или противоположном им; разделение в
потоке, направление которого перпендикулярно действующим
силам или располагается под углом. Первый способ разделения
используется в классификационных камерах гидравлических
классификаторов и реже в центрифугах, второй - в корытной
части гидравлических классификаторов, в механических клас-
сификаторах различных конструкций и гидроциклонах.
Разделение материала в камерах гидравлических классифи-
каторов происходит в восходящем потоке жидкости (воды). Ис-
ходный материал подается в центральную часть камеры (клас-
сификаторы Реакс) или в верхнюю ее часть (многокамерные
классификаторы).
Отношение размеров частиц, имеющих одинаковую скорость
падения (крупность) называется коэффициентом равнопадаемо-
сти. На основании формул скорости падения частиц в жидких
средах коэффициент равнопадаемости (А),) определится из соот-
ношения
254
^Э!
^3i
(4.83)
Формула справедлива для частиц, имеющих одинаковые зна-
чения показателя степени п.
Для условий свободного падения частиц (mi = mt = 7) коэф-
фициент (Кг) рассчитывается по формуле
Рп ~ Рж )
(4.84)
Задаваясь и и (р можно определить по формуле (4.84) зна-
чения Кр для частиц различной крупности, формы и плотности.
Зная средний диаметр частиц определенной плотности, вы-
носимых в слив классификатора, и коэффициент равнопадаемо-
сти, можно рассчитать диаметр частиц любой плотности, выно-
симых в слив.
Э' Кр
(4.85)
4.3.4.	Параметры камер классификации
Расчет камер классификации производится приближенно с
учетом следующих условий: частицы, поступающие в камеру,
условно разделяются на два класса крупности — крупнее и мель-
че граничного; подача частиц материала осуществляется в сред-
нюю часть камеры.
Скорость потока жидкости в камере принимается равной
255
скорости стесненного падения. Скорость падения частиц отно-
сительно стенок камеры (ик), размер которых отличается от
размера граничного класса, рассчитывается как сумма скорости
частиц относительно жидкости (ич) и скорости самой жидко-
сти (иж)
ик =ич+ иж.	(4.86)
Для крупных частиц скорость ик будет направлена вниз, а
для мелких — вверх
= ^чк ~ иж и vkm ~ ^ж ~		(4-87)
Площадь камеры (Sk) рассчитывается по формуле
SK=------~,	(4.88)
(1 - т)икк
где ОТ - объемный расход твердых частиц, выделяемых в круп-
ный продукт камеры классификации; т - коэффициент разрых-
ления взвеси в камере, определяемый расчетом.
Для камер многокамерных классификаторов скорость падения
частиц относительно жидкости определяется из соотношения
°ч ~ VCT + иж (1 “ т") •	(4.89)
Коэффициент разрыхления (т) в камере рассчитывается по
формуле
т = л/——.	(4.90)
V ° СВ
256
Расчет корытной части многокамерного гидроклассификато-
ра производится из условия равенства времени осаждения час-
тиц. выделяемых в камере.
Площадь желоба (S^) определяется по формуле
sx = QrQ-^)+Q* + ZQ* , л[2,	(491)
^ст
где Qt ~ объемный расход твердого в питании; Qk - расход во-
ды, подаваемой с питанием; ~ суммарный расход восхо-
дящей воды, поступающей из предыдущей камеры; X/ - сум-
марный объемный выход твердого в предыдущих камерах в до-
лях единицы; и'ст - скорость стесненного падения частиц клас-
са, выделяемого в камере, часто принимают равной скорости
свободного падения частиц.
Расчет крупности слива в механических классификаторах
аналогичен расчету процесса разделения в корытной части гид-
равлических классификаторов. Крупность граничной частицы
определяется из условия, что ее траектория проходит через
верхнюю часть сливного порога. Скорость стесненного падения
при равенстве времени падения материала от уровня в месте за-
грузки до уровня сливного порога (б) и времени движения час-
тицы в горизонтальном направлении от места загрузки до слив-
ного порога (/2) определится по формуле
fb=y-’	(4-92)
b
где q0 - удельная объемная производительность классификатора
по сливу на единицу ширины сливного порога; Ь — расстояние
по горизонтали от места подачи пульпы до сливного порога.
Оценка точности разделения в гидроклассификаторах осно-
вана на учете общей засоренности одной фракции зернами дру-
гой и осуществляется по результатам ситового анализа продук-
тов классификации, слива и исходного продукта.
257
Эффективность гидроклассификации может быть рассчитана
по формуле Луйкена-Дина:
= (4.и)
1	d(lOO-a)(J3-0)
где а,Р и 0 — процентное содержание соответственно в исход-
ном продукте, сливе и песках классов, больших номинальной
крупности разделения.
Эффективность классификации Ег зависит в большей степе-
ни от исходного продукта и диаметра граничного зерна. При
одинаковой точности разделения песка разного гранулометри-
ческого состава эффективность Ег может иметь разные значе-
ния. Поэтому точность классификации рекомендуется опреде-
лять по методу7 Тромпа, основанному на вероятности попадания
в крупную или мелкую фракцию заданной частицы материала.
Если в системе прямоугольных координат отложить по оси
абсцисс диаметры зерен, а по оси ординат - вероятность их по-
падания в крупную или мелкую фракции, то можно построить
кривую, характеризующую извлечение зерен любой крупности в
крупную или мелкую фракции. Эта кривая (рис. 4.16.) получила
название кривой распределения зерен по фракциям, или просто
«кривая распределения».
В качестве меры наклона прямолинейного участка кривой
распределения зерен на фракции принято отношение диаметров
зерен, вероятность которых попасть в крупную или мелкую
фракцию соответственно равна 75 и 25 %.
К = ^.	(4.94)
^25
258
Рис.4.16. Кривые распределения зерен песка по фракциям:
1 - мелкий песок; 2 - исходный продукт; 3 - крупный песок; 4 -
«кривая распределения».
При «идеальном» разделении материала по крупности К = 1.
При К = 0 - материал по крупности не разделяется. Точность
классификации, определенная по мелкому продукту, меньше
единицы, а по крупному — больше единицы.
Существующие типы гидравлических классификаторов ха-
рактеризуются следующей точностью разделения: 0,15 - 0,3 (от-
стойные конусы); 0,2 - 0,35 (гидроциклоны); 0,4 - 0,5 (гидро-
классификаторы вертикального типа); 0,5 — 0,6 (прямоточные
классификаторы).
Используя метод Тромпа, можно оценить точность разделе-
ния материала в разных классификаторах и по заданной точно-
сти определять гранулометрический (зерновой) состав продукта
классификации.
В последнее время процесс гидроклассификации рассматри-
вается как статистический. При этом движение частиц в камере
разделяется на два перемещения: гравитационное падение и
беспорядочное перемещение. С учетом случайного характера
скорость падения частиц рассматривается как случайная вели-
259
чина, распределение которой относительно установившейся
скорости несет вероятностный характер [82, 100].
4.4.	Промывка щебня, гравия, песка
4.4.1.	Процесс промывки
Одним из распространенных методов обогащения щебня,
гравия и песка является промывка водой с целью удаления из
материала загрязняющих примесей в виде глины, суглинка, ила,
пыли, частиц слюды и т. д.
Промывкой называется процесс дезинтеграции (разрыхления,
диспергирования, отделения и т. д.) глинистого и другого мате-
риала, цементирующего (щебень, гравий, песок), с одновремен-
ным удалением его вместе с водой. После промывки получается
готовый чистый продукт (щебень, песок) и шлам, содержащий
дисперсированную в воде глину и мелкие частицы материала.
Промывка может быть как самостоятельным, так и вспомога-
тельным процессом. Процесс промывки широко применяется
при обогащении руд, фосфоритов, нерудных строительных и
других материалов.
Процесс промывки материала состоит из двух операций: де-
зинтеграции (разрыхления) и собственно промывки. Иногда
промывка совмещается с другими технологическими операция-
ми: классификацией на механических грохотах, гидроклассифи-
каторах, гидроциклонах, реечных и спиральных классификато-
рах, а также при обогащении отсадкой, по упругости и трению и
т. д. На интенсификацию процесса промывки оказывают суще-
ственное воздействие рабочие органы машин, трение частиц ма-
териала друг о друга, температура и характер движения воды и
т. д. Машины для промывки щебня, гравия и песка называются
мойками или промывочными машинами и установками.
260
4.4.2.	Промывистость нерудных строительных материалов
Промывистость материала определяется временем, необхо-
димым для диспергирования «цементирующего» вещества, фи-
зико-механические свойства которого обусловливают силы сце-
пления частиц. Ее учитывают при разборке технологических
схем и схем цепей оборудования дробильно-сортировочных
(обогатительных) заводов.
Промывистость щебня (гравия, песка) зависит от пластично-
сти глин (суглинков) и характеризуется числом пластичности П
(ГОСТ 21216.180), которое отражает разность между влажно-
стью глины на границе, ее текучестью (Я?) и влажностью глины
на границе, ее раскатыванию в жгут (ИФ)
П = WT - WP .	(4.95)
Чем выше число пластичности глин, тем труднее промывает-
ся материал. По числу пластичности глина подразделяется на
высокопластичную (более 25), среднепластичную (15,1-25),
умереннопластичную (7,1-15), малопластичную (3,1-7) и непла-
стичную (менее 3). В связи с этим различают материалы: легко-
промывистые (П'1-7), среднепромывистые (П=7-15) и трудно-
промывистые (П>15).
Коэффициент промывистости рассчитывают по формуле
Kn=t3Jtn,	(4.96)
где 1эт и t„ - соответственно продолжительность промывки эта-
лонной и исследуемой пробы материала.
Промывистость материала оценивается также удельным рас-
ходом электроэнергии на дезинтеграцию, который составляет:
для легкопромывистых материалов менее 0,25 кВт-ч/т; для
среднепромывистых материалов - 0,25 - 0,5кВт ч/т.
Существуют следующие методы определения промывисто-
сти нерудных строительных материалов:
1.	Непосредственная оценка промывистости по результатам
261
опытной промывки в промышленной промывочной машине или в
специальном промывочном устройстве периодического действия.
2.	Косвенная оценка промывистости по результатам опреде-
ления физико-механических свойств промывочного материала
или глинистых примесей, содержащихся в щебне. Методы непо-
средственной оценки промывистости являются наиболее точ-
ными, но трудоемкими.
Интенсивность промывки материала зависит от физико-
механических свойств размываемого материала, размывающей
способности жидкой среды, механического воздействия и ре-
жима работы используемых для промывки машин.
На эффективность промывки влияют следующие факторы:
способ подготовки материала перед промывкой; расход воды;
температура воды; солевой состав воды (кальцинированная со-
да, жидкое стекло и др.) и режим работы промывочной машины.
Для промывки щебня, гравия и песка применяют неподвиж-
ные и подвижные промывочные машины. К первым относятся:
гидровашгерды, гидроэлеваторы, желоба и др., к подвижным —
скрубберы, бутары, корытные мойки, гравие- и пескомойки,
вибромойки, барабанные и инерционные мойки, классификато-
ры и др.
4.4.3	Кинетика промывки
Под кинетикой промывки понимают закономерности проте-
кания процесса промывки во времени.
В результате проверки экспериментальных данных по про-
мывке нерудных строительных материалов зависимость убы-
вания глинистых включений от времени можно выразить по
аналогии с другими технологическими процессами в следую-
щем виде
Е = Еоек' ,	(4.97)
где Е - максимально возможное качество промывки; Ef) — теку-
щее значение качества промывки материала; к — опытный ко-
262
эффициент технологической эффективности промывки; t — вре-
мя промывки материала.
В табл. 4.5 и 4.6 приведены показатели промывки щебня.
Показатели промывки щебня
Таблица 4.5
Щебень фракций	Содержание глины		Среднее содержание гли- ны	
	немытый	мытый	немьпый	МЫТЫЙ
20 — 40	0,8 —1,6	0,2 - 0,25	0,7	0,2
5-20	0,8- 1,8	0,2 - 0,22	0,9	0,2
3-10	0,5 - 6,6	0,2-0,3	2,0	0,25
Таблица 4.6
Параметры промывки щебня, гравия
Мате- риал	Крупность материала, мм	Время промыв- ки, мин	Расход воды, м’/т	Удель- ный рас- ход энер- гии, кВтч/т	Промы- вочная машина
Легко- промы ВИ- стый	0-70	До 2	0,25-1,0	< 0,25	Грохот инерци- онный
	0-5	До 2	1-2	<0,25	Спираль- ный клас- сификатор
Сред- непро- мыви- стый	0-70	1-2	1,5-2,0	0,25-1,0	Корытная мойка
	0-150	2-3	3—4	0,25-1,0	Скруббер
	20-150	1-3	1,0-1,5	0,25-1,0	Вибро- мойка
Труд- нопро- мыви- стый	0—40	2	2-2,5	1-2	Корытная мойка
	20-150	3—4	1,5	1-2	Вибро- мойка
	0-300	3-4	4,0	1-2	Скруббер
263
При технологических расчетах процесса промывки опреде-
ляются:
извлечение глинистых примесей из промываемого материала
Е и выхода продуктов у
£ = (100« -ум/3)/\00а ,
(4.98)
где ум - выход промытого продукта; ум - 85-95 %; а и /3 - со-
держание глинистых примесей в исходном и промытом продук-
тах в долях единицы.
Выход твердого в слив
ус = 100-/w.
(4.99)
4.4.4.	Параметры машин для промывки
Для практических расчетов при конструировании, например,
вибрационных моек амплитуда колебаний может определяться
по формуле
Мдсо2
а =
,	> COS/,
(G + G0)(P2-*>2)
(4.100)
где Мд — дебалансный момент вибровала; со - угловая скорость
вибровала; G,G0 — соответственно масса подвижных частей ма-
шины и вибровала; Р — собственная частота колебаний; у - угол
сдвига фаз.
G + G„
(4.101)
где К- жесткость пружин; g - ускорение силы тяжести.
Для оптимального коэффициента заполнения рабочего орга-
на вибромойки ср = 0,5 угол сдвига фаз между направлением си-
264
лы и перемещением рабочих органов может быть принят рав-
ным j = 5-7.
Скорость перемещения рабочих органов
v = Асо sin(<y/ - /).
(4.102)
Ускорение
а = А со2 cos(fttf - j),
(4.103)
где А - амплитуда колебаний.
Производительность вибромойки
Q = 7 (an)1’6 h^,06yl Rh -h2 + jRh),
(4.104)
где и — частота вращения вибровала; h - высота слоя материала
в рабочей камере вибромойки; R - радиус барабана.
При коэффициенте заполнения рабочего органа, равном 0,5,
производительность может быть определена по формуле
Q 7,3(ап)х’6D2,
(4.105)
где D - диаметр барабана вибромойки.
Приведенные зависимости могут быть использованы при
расчете и конструировании вибромоек для промывки щебня,
гравия и песка.
4.5.	Отсадка
4.5.1.	Общие сведения. Термины и определения
В общем случае отсадка относится к одному' из наиболее из-
вестных процессов гравитационного обогащения полезных ис-
копаемых. Она применяется для обогащения различных мате-
265
риалов, в том числе и нерудных строительных материалов [82].
Отсадка является процессом разделения по плотности (объ-
емной массе) сыпучего материала в водной или воздушной сре-
де, колеблющейся (пульсирующей) в вертикальном направле-
нии. Пульсации среды, в которой происходит разделение, соз-
даются движением поршня, диафрагмы, периодической подачей
в машину сжатого воздуха или механическими колебаниями
решета, на котором располагается материал. В процессе отсадки
материал, помещенный на решето, периодически разрыхляется
и уплотняется, т. е. перераспределяется по плотности по высоте
слоя (рис. 4.17.)
Рис. 4.17. Распределение тяжелых и легких частиц материала до (д)
и после (0 разделения отсадкой
Слой материала, находящийся на решете, при отсадке круп-
ного материала называется постелью, а при отсадке мелкого ма-
териала (меньше 5 мм) - надпостельным слоем. Машины, в ко-
торых реализуется процесс отсадки, получили название отса-
дочных машин.
Вода, равномерно или периодически подаваемая под решето
в отсадочной машине, называется подрешетной водой.
266
Рис.4.18. Циклы процесса отсадки:
а - гармонический; б - Майера; в - Берда; г - Томаса; S перемещение
среды; V — скорость перемещения среды.
Циклом отсадки называется закономерность вертикального
перемещения рабочей среды или решета в течение одного цикла
колебаний. Элементами цикла являются: подъем, пауза и опус-
кание среды.
Основным циклом, используемым в отсадочных машинах,
является гармонический (рис.4.18.), при котором перемещение
среды или решета и изменение ее скорости во времени происхо-
дят соответственно по законам (без подачи подрешетной воды)
S = — (1 —cos <о/),
lco .
и =—smcot,
2
(4.106)
(4.107)
где S — перемещение среды от крайнего нижнего положения; I —
размах колебаний; со — угловая скорость, со = 2тт ; п - частота
колебаний; v - скорость перемещения; t - текущее время, отсчи-
тываемое от начала цикла.
В соответствии с современным представлением о роли носителя
в процессе отсадки предложены циклы, отличающиеся от гармони-
ческого, например, циклы Майера, Берда, Томаса и др. (рис.4.18.)
267
4.5.2.	Теоретические основы отсадки
Процесс отсадки состоит из собственно отсадки (расслоение
материала по плотности по высоте слоя) и раздельной разгрузки
расслоившихся слоев материала.
Необходимыми условиями разделения материала по плотно-
сти являются повторяющиеся за каждый цикл взвешивание и
разрыхление постели, осуществляемые вертикальными колеба-
ниями среды и восходящим потоком подрешетной воды.
Плотность постели, зависящая от ее разрыхления, является
основным фактором при автоматическом контроле и управле-
нии процессом отсадки на отсадочных машинах.
Разрыхленность постели (или отдельных слоев) характеризу-
ется коэффициентом разрыхления А"роз, равным отношению объ-
ема жидкости в постели (слое) Уж к общему объему
V = V + V
г общ r Т ' ж 
ж ~ ж
V ~ V + V ’
' общ ' Т ' ' ж
(4.108)
где Ут-объем частиц материала (тела) в постели.
Разрыхленность слоя постели определяется относительным
увеличением его высоты по сравнению со сплоченным (уплот-
ненным) состоянием.
Среднее значение коэффициента разрыхления постели в за-
данный момент цикла отсадки определяется по формуле:
1 — К°
(4.109)
$в ~ $н
где К° - коэффициент разрыхления постели в сплоченном
состоянии; пп ~ высота постели в сплоченном состоянии; и
SH - перемещения соответственно верхнего и нижнего слоев по-
стели относительно решета.
268
Среднее за цикл значение коэффициента разрыхления
Кср
раз
(4.110)
где t0 и tt - моменты времени, в которые постель соответст-
венно взвешивается и возвращается в сплоченное состояние.
Продолжительность начального периода цикла t0
1
=-----arcsm
2лп
-4-ta
яг In
(4.1П)
где У’кр ~ критическая скорость потока, при которой постель на-
чинает взвешиваться; Vn~ скорость подрешетной воды.
Критическая скорость может быть рассчитана приближенно
по формуле
(tz'O
КРаз) ’
(4.112)
где иса — скорость свободного падения частиц материала посте-
ли; к - показатель степени, зависящий от крупности, плотности
и формы частиц материала.
Максимальное значение коэффициента разрыхления постели
не превосходит величины
1 — К°
К™<К“аз +------S-.	(4.113)
1 + ^L
I
Поскольку разрыхление слоя в процессе отсадки невелико, раз-
деление частиц может происходить как по закономерности разде-
ления во взвешенном слое, так и но закономерности сегрегации.
269
Единого представления о механизме расслоения материала в
постели отсадочной машины в настоящее время не существует.
Разработано два основных направления в изучении процесса
расслоения материала: детерминистское и статистическое.
При детерминистском направлении исследуется движение
одной частицы, имеющей заданный размер, плотность и форму.
При статистической гипотезе рассматривают отсадку как со-
вокупность двух процессов: закономерного перемещения центра
тяжести однородных частиц материала и случайного перемеще-
ния отдельных частиц относительно центра тяжести.
4.5.3. Параметры процесса отсадки
Практикой установлено, что одинаковые результаты обога-
щения можно получить при различных условиях ведения про-
цесса (размахе и частоте колебаний, высоте постели, скорости
подрешетной воды, физико-механических свойствах материала,
конструкции отсадочных машин и т. д.). Параметры отсадки вы-
бирают обычно опытным путем по данным эксплуатации отса-
дочных машин с последующим уточнением на конкретном ма-
териале и с учетом технико-экономических обоснований.
Размах колебаний (ход поршня, диафрагмы и т. п.) может
быть определен по эмпирической формуле
/„=8,1^, мм,	(4.114)
где dmax — максимальный размер частицы материала, мм.
Частота колебаний выбирается из следующих условий. Ско-
рость восходящего потока воды должна быть достаточна для взве-
шивания максимальных частиц в стеснённых условиях, а ускоре-
ние среды не должно превышать ускорение силы тяжести.
Первому условию соответствует выражение
п >273 -~су-, мин1,	(4.115)
1П№2
270
где ист~ скорость стесненного падения частиц, см/с; р - коэф-
фициент снижения скорости за счет зазоров между поршнями и
стенками , /3 —0,6-0,99; к2 - отношение площади поршня к пло-
щади решета.
Согласно второму условию
1340

(4.116)
Для крупных частиц материала (при Re >500) частота ко-
лебаний может быть рассчитана по формуле
1 ^э^Рт 1)	-1
п ~ 100с-------, мин ,
1П-Р-К
(4.U7)
где d3 - средний эквивалентный диаметр частиц постели; рт—
плотность частиц материала; с - коэффициент, зависящий от
плотности и крупности, с=20-30.
Толщина постели при отсадке крупного материала принима-
ется равной (5-10)dma(.
Скорость вертикального движения воды принимается экспе-
риментально. При увеличении скорости происходит уменьше-
ние выхода подрешетного продукта и повышение его качества.
Уменьшение скорости приводит к обратным результатам.
Как показали исследования [32], при обогащении щебня из
гравия на беспоршневых отсадочных машинах можно отделять из
исходного продукта (щебня) в продукт второго сорта фракции
щебня с плотностью менее 2,4 г/см3 и имеющие контрастность по
плотности более 0,2 г/см3. Изменение процентного содержания
слабых фракций щебня в исходном продукте незначительно
влияет на степень их извлечения в продукт второго сорта. Регу-
лирование процесса отсадки осуществляется путем изменения
размаха (амплитуды) и частоты колебаний, высоты постели, ско-
271
рости движения подрешетной воды, скорости горизонтального
потока, количества воды при подаче материала и т. п.
Таблица 4.7
Размах и частота колебаний и высота постели при отсадке
различных материалов
Материал	Крупность материала, мм	Высота постели, мм	Размах коле- баний, мм	Частота колеба- ний, мин1
Желез- ная руда	8-50	150-250	до 200	55
Щебень из гравия	5-20	100-150	60-100	45-65
При обогащении щебня (гравия) отсадкой применяются от-
садочные машины различных типов и конструкций: с подвиж-
ным решетом, поршневые диафрагмовые, беспоршневые, пнев-
матические и др. При обогащении гравийно-песчаной смеси
применяют искусственную постель из металлических шаров и
обогащенный песок разгружается из-под решета.
4.6. Обогащение в тяжелых средах
Обогащение в тяжелых средах - разделение неоднородных
по объемному весу (плотности) частиц материала в среде,
удельный вес которой больше объемного веса легкой фракции и
меньше объемного веса тяжелой фракции обогащаемого мате-
риала. Частицы обогащаемого материала в тяжелой среде рас-
сматриваются в зависимости от их объемного веса следующим
образом: легкие частицы всплывают, образуя верхний слой, так
называемый «всплыв»; тяжелые частицы тонут, образуя нижний
слой, так называемый «осадок». Машины, которые применяют-
ся для обогащения в тяжелых средах, называются сепараторами
или установками. Промышленное внедрение обогащения в тя-
желых средах получило развитие на базе использования различ-
ных водоминеральных тяжелых суспензий.
При обогащении гравия и щебня в тяжелых средах исполь-
272
зуются их физико-механические свойства. Удельный вес щебня
и гравия в большинстве случаев практически почти одинаков, а
объемный вес значительно изменяется (табл.4.8).
Таблица 4.8
Физико-механические свойства известняков
(по данным ВНИИЖелезобетона)
Показатели	Месторождение известняков		
	Рожде- ствен- ское	Веневское	Полотняно-заводское
Удельный вес, г/см3	2,60-2,74	2,57-2,68	2,68-2,75
Объемный вес, г/см3	1,61-2,64	1,92-2,47	2,20-2,63
Пористость, %	0,08-39,5	6,08-28,14	2,30-19,0
Водопоглощение. %	0,27- 17,69	2,07-10,66	0,43-6,02
Прочность при сжатии, МПа:			
в сухом состоя- нии	6,7-163,8	13,6-74,1	33,7-158,2
в насыщенном водой состоянии	5,4-142,8	10,7-69,1	28,4-126,5
При значительных колебаниях прочности, водопоглощения,
пористости, морозостойкости и объемного веса известняков
удельный вес изменяется в пределах не более 5 %.
Таким образом, путем разделения по объемному весу щебня
и гравия могут быть получены высококачественные заполните-
ли бетона.
Поскольку обогащению в тяжелых средах подвергаются ма-
териалы большей крупности, чем крупность частиц утяжелителя
(среды), то закономерности разделения их в суспензиях могут
быть приняты такими же, что и для процесса разделения мате-
риала в жидкостях.
Скорость движения частиц размером более 1,5мм в жидкой
среде зависит от результирующей силы Р, равной
273
P = ±(G-P„)\
(4.118)
где G - сила тяжести (гравитационная сила); Рд - сила динами-
ческого сопротивления среды.
„	Z
G = -—(/0-^)g,	(4.119)
6
п nd2 3v2
(4-120)
где d — диаметр частицы; yo — объемный вес частицы; 3 - удель-
ный вес тяжелой среды; v - скорость движения частицы; у/ -
коэффициент пропорциональности, зависящий от формы части-
цы материала.
В зависимости от величины удельного веса утяжелительной
среды 3 и объемного веса частицы материала у0 гравитационная
сила Р может быть направлена вниз при /0 > 8, вверх при
/0 < 8 или равна нулю при = 8 .(состояние равновесия).
Динамическое сопротивление среды Рд во всех случаях проти-
воположно по знаку силе G.
Величина результирующей силы Р, а следовательно и скорости
движения частицы в среде, изменяется в зависимости от следую-
щих факторов; разности объемного веса частицы материала и
удельного веса разделительной среды и крупности частицы. Ско-
рость разделения частиц в тяжелой среде возрастает при увеличе-
нии разности объемного веса частиц и удельного веса среды, а
также при увеличении крупности частиц материала. Последнее
обстоятельство объясняется тем, что гравитационная сила пропор-
циональна объему частиц, т. е. кубу их диаметра, а сила динамиче-
ского сопротивления среды — площади поперечного сечения час-
тиц, т. е. квадрату их диаметра. Следовательно, при увеличении
размера частиц гравитационная сила возрастает быстрее, чем сила
динамического сопротивления среды и, наоборот, при уменьшении
размера частиц гравитационная сила убывает быстрее, чем сила
динамического сопротивления среды.
274
При малом размере частиц обогащаемого материала скорость
разделения в тяжелой среде настолько снижается, что процесс
становится неэффективным. Повышение скорости разделения
мелких частиц материала может быть достигнуто за счет цен-
тробежных сил, т. е. за счет применения центрифуг, гидроци-
клонов и других устройств.
В связи с тем, что разделение частиц материала в тяжелых
суспензиях происходит в более спокойной среде, чем при дру-
гих методах гравитационного обогащения, точность процесса
оказывается более высокой. Обогащение щебня и гравия в тя-
желых средах считается эффективным, если разница объемных
масс частиц материала составляет более 0,2 г/см3.
Суспензии, применяемые для обогащения в тяжелых средах,
характеризуются следующими показателями: удельным весом,
вязкостью и устойчивостью.
В табл. 4.9 приведена характеристика утяжелителей для тя-
желых суспензий с удельной массой более 2 г/см3.
Наиболее распространенными утяжелителями в нерудной
промышленности являются магнетит и ферросилиций.
Таблица 4.9
Характеристика утяжелителя для тяжелых суспензий
Утяжелитель	Удельная масса, г/см	Магнитные свойства
Магнетит	4,9-5,2	Магнитный
Гемантит	4,9-5,3	Слабомагнитный
Ферро	6,3	Магнитный
Свинцовый блеск	7,4-7,6	Немагнитный
Барит	4,3-4,7	То же
Пирит	4,9-5,2	То же
Железная окалина	5,4-5,5	Магнитный
275
Удельная масса суспензии 8С определяется по формуле
<5С =	——1, г/см3,	(4.121)
с 100 ’ I 100J
где £? - объемная концентрация утяжелителя, %; уу — удельная
масса утяжелителя, г/см3; дж — удельная масса жидкой фазы сус-
пензии, г/см3.
Для обогащения в тяжелых средах обычно применяют сус-
пензии с содержанием 25-35 % утяжелителя по объему.
Вязкость суспензии определяют с помощью вискозиметров
различной конструкции.
Устойчивость суспензии характеризуется скоростью осажде-
ния частиц утяжелителя. В достаточно устойчивых суспензиях
разница удельной массы среды по длине и высоте сепаратора на
должна превышать 0,01-0,02 г/см3, что обеспечивает необходи-
мые условия для разделения обогащаемого материала. Устойчи-
вость суспензий достигается подбором необходимой крупности
утяжелителя и применением мер для стабилизации суспензии.
Технологическая схема (рис. 4.19) обогащения щебня и гра-
вия в тяжелых средах состоит из следующих операций: подго-
товки материала к обогащению; разделения материала в тяже-
лой среде (сепараторе); регенерации суспензии; контроля и ре-
гулирования процесса разделения; приготовления и контроля
утяжелителя и др.
Перед разделением в тяжелых средах исходный материал
должен быть подвергнут классификации, т.е. удалению мелких
фракций, и промывке.
Для использования полученной разжиженной суспензии ее
подвергают регенерации путем извлечения утяжелителя с по-
мощью магнитной сепарации. Извлеченный в процессе регене-
рации утяжелитель с необходимым количеством воды возвра-
щается в рабочую суспензию.
276
Обогащаемый материал
классификация промывка
шлам
Отделение
суспензии
Промывка
Тяжелая
фракция
"Осадок"
| Обогащение в тяжелых
S средах
"Всплыв" Отделение
суспензии
Регенерация
Очищенная
суспензия
шлам
Промывка
Леггие
фрак iuu
1 Утя) елитель
Регулирование
плотности
Рис.4.19. Технологическая схема обогащения щебня и 1равия в
тяжелых средах
Таблица 4.10
Показатели обогащения щебня в тяжелых средах
(по данным ВНИИЖелезобетона)
Объемная масса фрак- ций щебня, г/см3	Объемная масса продуктов обогащения, г/см3		Выход продуктов обогащения, %	
	Рождествен- ского месторождения	Белевского месторожде- ния	Рождест- венского месторо- ждения	Белев- ского месторо- ждения
2,5 и более	2,6	-	54,4	-
2,3-2,5	2,43	2,46	20,8	27,4
2,1-2,3	2,16	2,25	4,1	38,6
Менее 2,1	1,87	2,04	20,7	34
В табл. 4.10 приведены результаты разделения в тяжелых
средах щебня из известняков подмосковных месторождений.
Крупность гравия и щебня равна 5-20 мм. В качестве утяже-
лителя использовалась смесь магнетита (80 %) и ферросилиция
(20 %). Удельная масса суспензии равна 2,5 и 2,6 г/см3. Выходы
обогащенного гравия в тяжелых средах с удельной массой
277
2,5г/см3 составили 80-85 %, 2,6 г/см3 - 48-60 %. В результате
обогащения в тяжелых средах значительно улучшилось качест-
во гравия и щебня. Обогащенный в тяжелых средах гравий и
щебень удовлетворяет требованиям, предъявляемым к заполни-
телям бетона, и может заменять высокопрочный и дорогостоя-
щий заполнитель, ввозимый из других районов.
278
Глава 5. СМЕШЕНИЕ КОМПОНЕНТОВ
СТРОИТЕЛЬНЫХ СМЕСЕЙ
Смешение (перемешивание) - это технологический процесс
образования однородных систем путём приведения в тесное со-
прикосновение твёрдых и вязко-пластичных тел, жидкостей,
газов или их сочетаний.
Смешение твёрдых тел, вязко-пластичных, жидких и других
сред осуществляется механическим, гидравлическим, пневмати-
ческим, комбинированным и другими способами.
Машины, применяемые для смешения компонентов строи-
тельных смесей, называются смесителями (миксерами) и реже
мешалками.
5.1.	Смешение компонентов
сыпучих строительных смесей (масс)
При производстве таких строительных материалов, как сили-
катный и строительный кирпич, камни, блоки, плиты, плитки,
сухие строительные смеси и т. п. важное место отводится техно-
логическому процессу подготовки сырьевых формовочных сме-
сей (масс) влажностью не более 10 %. От качества подготовки
смесей зависит и качество готовых изделий [17, 49].
5.1.1.	Закономерности смешения
Механизм действия смешения компонент ов сыпучих смесей
(масс) является очень сложным и зависит от большого количе-
ства факторов, в том числе от параметров смесителя и режимов
его работы.
Смешение сыпучих строительных материалов складывается
из следующих механических операций: перемещение групп час-
тиц материала из одного места в другое, так называемое конвек-
тивное смешение (I); перераспределение частиц при их переме-
щении, так называемое диффузионное смешение (II); сосредо-
279
точение частиц в отдельных местах, так называемая сегрегация
частиц (рис. 5.1.).
В результате смешения происходит взаимное перемещение час-
тиц различных компонентов смеси, находящихся до перемешива-
ния либо отдельно, либо в неоднородном состоянии [17,49].
Идеально в результате смешения должна получиться такая
смесь компонентов, что в любой её точке (пробе) к каждой час-
тичке одного из компонентов примыкают частички другого
компонента в количестве, определяемом соотношением 1:1. На-
пример, если смесь состоит из трёх компонентов, массы кото-
рых соотносятся как числа А:В:С, то в любом достаточно малом
объёме (пробе), взятом случайно в произвольном месте (точке),
после смешения массы этих компонентов тоже должны отно-
ситься как числа а:Ь:с.
Рис. 5.1. Зависимость коэффициента неоднородности от времени
смешения
Однако такое идеальное смешение, т. е. равномерное распо-
ложение частиц в смеси в реальных условиях не наблюдается
[17,49].
Чтобы оценить качество смешения одной случайной величи-
ной, смесь условно считают двухкомпонентной. Для чего из
смеси выделяют какой-либо один компонент, называемый ус-
280
ловно основным (ключевым). Остальные компоненты, входящие
в смесь, объединяют во второй (общий) компонент. По степени
распределения ключевого (основного) компонента в смеси, т. е.
во втором условном компоненте, судят о качестве смешения.
Выбор компонентов при этом является субъективным.
Разработано довольно много формул (эмпирических зависи-
мостей) для расчета критерия качества смешения. Например,
при непрерывном увеличении поверхности раздела между ком-
понентами за счет внедрения (диффузии) процесс смешения
описывается следующим уравнением
S=S0(l-ekl),	(5.1)
где 5 - текущая величина поверхности раздела; So - максималь-
но возможная поверхность раздела; е - основание натурального
логарифма, е = 2,71; к - коэффициент пропорциональности; t —
время смешения.
Иногда процесс смешения связывается с влиянием размера и
плотности частиц отдельных компонентов смеси, т. е. с явлени-
ем сегрегации (расслоения). Степень смешения без учёта рас-
слоения смеси описывается зависимостью
М = 1-ё~А',	(5.2)
где А - постоянный коэффициент, учитывающий свойства сме-
сей (материала), тип и режим работы смесителя; / - время сме-
шения^ - 2,71 - основание натурального логарифма.
Наибольшее распространение для оценки качества смешения
компонентов сыпучей строительной смеси получил коэффици-
ент неоднородности (вариации)
(У
с
•100=122
С
(5-3)
281
где <у- среднее квадратическое отклонение концентрации клю-
чевого компонента в пробах; с - среднеарифметическое значе-
ние концентрации ключевого компонента в пробах; с,- - значе-
ние концентрации ключевого компонента в z-ой пробе; л - число
анализируемых (отобранных для анализа) проб.
Чем меньше значение &с , тем выше качество смешения ком-
понентов смеси и её однородность.
Под кинетикой смешения понимается закономерность проте-
кания процесса во времени [17, 49, 73].
Закономерность изменения концентрации вещества в потоке
при смешении описывается уравнением [73].
QCHdT = QCdT + d{VcC),	(5.4)
где Q - расход компонентов; Сц,С - концентрация индикатора
соответственно на входе и на выходе смесителя; дт - время
смешения; Vc - объём рабочего органа смесителя.
Левая часть уравнения (5.4) выражает количество индикато-
ра, поступающего в смеситель. В правой части уравнения пер-
вое слагаемое представляет собой количество индикатора, вы-
веденного из смесителя, второе - количество индикатора, нахо-
дящегося в смесителе с учётом изменившейся концентрации его
за время дт [73].
Принимая следующие параметры: тср = Fc/Г; С = Со; т = 0; С
= С{, т = ть, получим уравнение
В случае так называемого процесса "вымывания", когда в по-
ступающем потоке индикатор отсутствует, т.е. Си = 0, уравне-
ние имеет вид [8J:
282
Среднее время пребывания частиц в смесителе тср означает,
что объём вещества, поступающего в смеситель за время тср ,
численно равен его вместимости и является случайной величи-
ной [17, 73].
Среднее время пребывания частиц в условных ячейках (зо-
нах) смесителя, определяющее качество смешения, зависит от
конструкции и режима работы смесителя и физико-
механических и технологических свойств перемешиваемых
компонентов смеси и определяется экспериментально. В боль-
шинстве промышленных смесителей можно получать смеси с
качеством смешения не ниже 20 % [17, 49].
5.1.2.	Параметры, влияющие на качество смешения
Из многочисленных факторов, которые влияют на процесс
смешения сыпучих строительных смесей, в первую очередь сле-
дует назвать концентрацию ключевого компонента, влажность и
модуль крупности смеси, обрабатываемого материала, время
смешения и конструктивно-технологические параметры смеси-
теля. Понятно, что рассмотреть все случаи смешения строитель-
ных сыпучих смесей здесь невозможно. Поэтому ограничимся
только теми, которые представляют научный и практический
интерес.
Как показали исследования [17, 54, 79], концентрация ключе-
вого компонента в смеси существенно влияет на критерий каче-
ства смешения (рис. 5.2).
С увеличением концентрации ключевого компонента значе-
ние коэффициента неоднородности смешения уменьшается,
достигает минимально возможной величины и далее не снижа-
ется. График зависимости имеет нелинейный вид. Установлено,
что при концентрации компонента более 10 % можно добиться
минимального значения коэффициента неоднородности смеше-
ния в двухвальных смесителях непрерывного действия. В том
283
случае, когда в смеси находится ключевого компонента менее
10 %, то потребуется дополнительное время на обработку смеси
и, возможно, смеситель циклического действия. Однако ввиду
малой концентрации и случайного характера процесса коэффи-
циент неоднородности получается большим.
Влажность смеси также влияет на критерий качества смеше-
ния. С увеличением влажности смеси коэффициент неоднород-
ности смешения увеличивается (рис. 5.2). Очевидно, что при
наличии влаги процесс смешения проходит менее эффективно,
чем при сухих компонентах смеси. Поэтому на практике иногда
применяют двухступенчатое (двухстадийное) смешение. Внача-
ле смешивают сухие компоненты, а затем производят смешение
с добавлением воды до заданной влажности [54, 79].
Рис 5.2. Зависимость коэффициента
неоднородности смешения от влаж-
ности (1) смеси и концентрации
компонента (2)
Рис 5.3. Зависимость коэффици-
ента неоднородности смешения
от высоты смеси (1) и частоты
вращения лопастей (2)
Из технологических факторов, влияющих на эффективность
смешения, следует назвать количество (объём) сырьевой смеси,
подвергающейся обработке. В одновальных и двухвальных сме-
сителях непрерывного действия количество смеси можно харак-
теризовать высотой смеси в лотке (корыте). С увеличением вы-
соты смеси коэффициент неоднородности смешения сначала
снижается, достигает минимально возможной величины, а затем
снова начинает расти (рис. 5.3). У одновального смесителя этот
рост проявляется незначительно, а у двухвального - более су-
284
щественно. Оптимально возможные значения коэффициента
неоднородности смешения силикатной формовочной массы у
этих смесителей разные [54,79].
Частота вращения смесительных лопастей в лотковых смеси-
телях влияет на качество смешения неоднозначно. Коэффициент
неоднородности смешения силикатной смеси с увеличением
частоты вращения лопастей вначале снижается, достигает ми-
нимальной величины, а затем снова начинает увеличиваться
(рис. 5.3). Зависимость носит нелинейный характер и наблюда-
ется как на одновальных, так и двухвальных смесителях. Можно
считать, что в области регулирования частоты вращения лопа-
стей от 1,5 до 2,1 с-1 коэффициент неоднородности смешения в
двухвальных смесителях непрерывного действия мало изменя-
ется и достигает почти минимальной величины.
Почти такая же закономерность и при исследовании зависи-
мости коэффициента неоднородности смешения от угла уста-
новки лопастей на смесительных валах. В диапазоне изменения
угла наклона лопастей от 35 до 60° достигается минимально
возможная величина коэффициента неоднородности смешения
по ключевому компоненту'. Максимальная производительность
достигается при угле наклона 45° (рис. 5.4).
Рис. 5.4. Зависимость производительности (1) и коэффициента не-
однородности смешения (2) от угла наклона лопастей на валу
285
Изменение производительности и коэффициента неоднород-
ности по обе стороны от угла 45°, примерно одинаковое и не-
большое, т. е. равную производительность можно получить, ус-
танавливая лопасти под углом в 30 и 60°. Этим частично можно
объяснить многообразие значений углов наклона лопастей в
смесителях непрерывного действия.
Момент силы на смесительных валах в одновальных и двух-
вальных смесителях непрерывного действия при смешении, на-
пример, силикатных формовочных смесей изменяется неодно-
значно в зависимости от изменения основных параметров (рис.
5.5). Так, например, момент силы растёт с увеличением объёма
смеси в лотке.
Рис. 5.5. Зависимость момента силы на валах от высоты смеси в
лотке (1), угла наклона лопастей (2) и влажности обрабатываемой
смеси (3).
Г рафик зависимости имеет линейный вид. А увеличение угла
наклона лопастей приводит к уменьшению момента силы. Зави-
симость носит также линейный характер. С увеличением влаж-
ности смеси момент силы на валах сначала уменьшается, дости-
гает минимальной величины, а затем снова начинает увеличи-
ваться. График зависимости имеет нелинейный вид. Изменение
влажности от 5 до 7 % не сказывается существенно на измене-
нии момента силы на валах смесителя. Следовательно, зная оп-
286
тимальные значения основных параметров смешения, можно
рассчитать момент силы на валах, мощность электродвигателя и
производительность смесителя [17, 54, 79].
Производительность лопастных смесителей непрерывного
действия можно рассчитать по формуле [17, 54, 79]
Q = 9()ф—d}SBnZJIZBb,;iKnКн ,	(5.7)
где D, d - соответственно наружный и внутренний диаметры
лопастей; SB - шаг винтовой линии установки лопастей; п — час-
тота вращения лопастей; Zj4 - количество лопастей, установлен-
ных на одном шаге винтовой линии; ZB - количество смеситель-
ных валов; Кп - коэффициент, учитывающий взаимное пере-
крытие лопастей в поперечном сечении лотка (корыта); Кн - ко-
эффициент, учитывающий степень заполнения лотка (корыта)
смесью.
Мощность привода двухвальных смесителей непрерывного
действия [17]
N = PZB
к
YSiRi°>
i=l_____
10007) ’
(5-8)
где р - удельное сопротивление смеси при вращении смеситель-
ных лопастей; ZB - количество смесительных валов; S, - площадь
проекции т той лопасти на направление вращения; R, - расстояние
от оси вращения до центра тяжести z-той лопасти; а> - угловая ско-
рость смесительного вала; г] - КПД привода смесителя.
Использование оптимальных значений параметров смешения
и конструктивно-технологических параметров смесителей даёт
возможность их оптимального конструирования и эффективного
использования в промышленности строительных материалов
для обработки многокомпонентных формовочных строительных
смесей.
287
j
5.1.3.	Диспергированное смешение сыпучих материалов
Изменение физико-механических и технологических свойств
сырьевых формовочных смесей (масс) спекания, грануляции,
гашения, сегрегации, увлажнения и т. и. требуют совершенство-
вания технологии смесеприготовления. Одним из способов эф-
фективной переработки формовочных строительных смесей яв-
ляется диспергированное смешение, т. е. одновременное из-
мельчение и смешение. Диспергирование - это тонкое измель-
чение твёрдых тел, приводящее к образованию дисперсных сис-
тем. Диспергированное смешение может осуществляться в спе-
циальных машинах: быстроходных двухвальных смесителях
непрерывного действия; барабанных стержневых растирателях-
гомогенизаторах, дисковых и щеточных смесителях и др. [17,
46, 54, 79, 103].
Известно, что химические реакции проходят по поверхности
веществ, т. е. по поверхности контактов между частицами мате-
риала. Поэтому для повышения интенсивности .химических ре-
акций веществ требуется увеличить число контактов между час-
тицами (компонентами). Эту цель преследует процесс измель-
чения и процесс смешения. Однако невозможно обеспечить дос-
таточное число контактов смеси, если эту смесь только измель-
чить или, наоборот, только смешать. Следовательно, одновре-
менное измельчение и смешение должны характеризоваться
единым обобщенным критерием обработки. Таким критерием,
например, может служить число контактов между компонента-
ми смеси, измеряемое косвенным способом на основе модели-
рования [46, 54].
Моделирование процесса на ЭВМ позволяет одновременно
для каждого состояния условного объёма элементов определить
число контактов элементов разных видов и дисперсию содержа-
ния элементов одного вида. Блок-схема программы моделиро-
вания приведена на рис. 5.6 [46, 54].
288
| Начало
| Блок инициализации модели ~~|
|----хЬ----1
.---------- । ............—_______________
----уСлцчайный выдор первого элемента]
।—| Случайный вы5ор второго элемент^
I-
I Элементы меняются местами!
-  I  ==
I Изменение числа контактов |

Параметр I
,__________— 1--------------
" । Случайная Выборка элементов (проб) [
( Определение концентрации элементов |
| Оценка дисперсии концентрации |
j Печать оценок и числа контактов |
г 1 ~А;~ -1
к>кт
| Регрессионный анализ результатов |
| Конец |
Рис. 5.6. Блок-схема программы моделирования диспергиро-
ванного смешения на ЭВМ.
При выполнении машинного эксперимента задавались сле-
дующими значениями концентрации одного из компонентов:
0,033; 0,10; 0,17; 0,234; 0,333; 0,50. Для нахождения уравнения
289
регрессии использовали метод наименьших квадратов. На рис
5.7 и 5.8 приведены графические зависимости числа контактов
N элементов разных видов и коэффициентов линейной регрес-
сии Д и Д> от дисперсии ключевого компонента D при различ-
ных значениях концентрации а. Аналитические зависимости
для (3t, (32 и N имеют вид
/?(а) = 3600ехр^2,9(2й -1)4~|,
/?(а) = 18ООООехрГ 2,1(2а -1)4
(5-9)
N = 36000ехр[-2,9(2а-1)4]-180000ехр[2,1(2« -1)4]о ;	(5.10)
Рис. 5.7. Зависимость числа контактов N от дисперсии D и кон-
центрации элементов а
Для практического использования, например, применительно
к обработке единицы массы силикатной формовочной смеси,
зависимость (5.10) приводится к виду
290
NM =0,2ехр[-2,9(2а-1)4]-Г>ехр[2,1(2а-1)4]/з,6-102б73, (5.11)
где а - математическое ожидание содержания ключевого ком-
понента в смеси; <7- средний диаметр частицы смеси.
Рис. 5.8. Зависимость коэффициентов Д и Д от концентрации
элемента «
Интенсивность обработки силикатной смеси в барабанном
стержневом растирателе-смесителе рекомендуется определять
по формуле [46, 54, 79, 103]
0,000036
л —--------
Q
с
+ N2
(5-12)
где Q  производительность измельчителя-смесителя, кг/ч; с -
коэффициент проскальзывания стержней; <р - коэффициент за-
полнения барабана стержневой загрузкой; N/ и N2 - соответст-
венно мощность, затрачиваемая на подъём и удержание стерж-
невой загрузки и на сообщение энергии стержням, кВт; к - от-
291
носительный коэффициент скатывания и подъёма стержней; \]/~
коэффициент относительной частоты вращения барабана.
Уравнение кинетики измельчения - смешения [46, 54, 103]
« = пм -(«„ -п0)е л',	(5.13)
где п - текущее значение качества обработки смеси; - макси-
мально возможное качество обработки смеси; по — качество сме-
си до её обработки; А - постоянный коэффициент, характери-
зующий технологическую эффективность обработки; t - время
обработки смеси.
Интенсивность обработки смеси Л необходимо определить
опытным путём, для чего смесь подвергается двукратной обра-
ботке [46, 54, 79, 103].
292
Глава 6. ФОРМОВАНИЕ СТРОИТЕЛЬНЫХ СМЕСЕЙ
Формование - технологический процесс (совокупность про-
цессов) получения из формовочных сырьевых смесей (масс) из-
делий-полуфабрикатов заданной формы, размеров, плотности,
прочности под действием внешних силовых воздействий.
Различают следующие способы формования: прессование,
литьё, прокат, брикетирование, центрифугирование, виброфор-
мование, вакуумирование и др.
Формование бывает: предварительное, окончательное, дис-
кретное (циклическое), непрерывное и др.
В промышленности сборного железобетона наибольшее рас-
пространение получило вибрационное, центробежное, прокат-
ное и экструзионное формование бетонных и других формовоч-
ных смесей.
6.1.	Вибрационное формование (уплотнение)
бетонных смесей
Вибрационное формование бывает: ударное, собственно виб-
рационное, импульсное, вибровакуумное и комбинированное.
Вибрационное формование — это формование с использова-
нием вибрационного воздействия на бетонную смесь, при кото-
ром внутренние сопротивления в ней снижаются настолько, что
силы тяжести частиц смеси оказываются достаточными для её
уплотнения.
В процессе формования бетонной смеси происходит более
полная укладка частиц, которая сопровождается удалением из
смеси воздуха и возрастанием в 1,3... 1,4 раза плотности смеси
по сравнению с первоначальной, т. е. происходит её уплотнение.
Обычно степень уплотнения смеси оценивают коэффициентом
уплотнения Ку = 1 - П, где П - погрешность смеси. Для тяжёлых
бетонов с осадкой конуса более 4 см Ку должно быть не менее
0,98, а для жёстких и мелкозернистых смесей не менее 0,96.
При наиболее распространённом вибрационном формовании
связи между частицами свежеуложенной бетонной смеси осла-
293
бевают настолько, что пузырьки воздуха всплывают вверх, а
частицы заполнителя бетонной смеси под действием сил тяже-
сти опускаются вниз, способствуя вытеснению воздуха. При
вибрационном воздействии резко падает вязкость бетонной сме-
си, и она по своим свойствам приближается к жидкостям. Паде-
ние вязкости, т. е. ослабление связей между частицами бетонной
смеси, происходит благодаря тому, что вибрация вызывает от-
носительное перемещение частиц, и ослабление этих связей
происходит тем полнее, чем выше относительные скорости их
проскальзывания. Следовательно, чтобы установить основные
закономерности вибрационного формования, необходимо выяс-
нить причину возникновения относительного проскальзывания
частиц бетонной смеси при вибрационном воздействии на неё и
причину, обусловливающую существенное снижение связей
между частицами при возникновении этого проскальзывания.
Процесс вибрационного формования бетонных смесей очень
сложен. Поэтому рассмотрим его в схематизированном виде.
Для этого представим бетонную смесь в виде различных по раз-
меру частиц крупного заполнителя, соприкасающихся между
собой и стенками сосуда, в котором находится бетонная смесь.
Пространство между частицами крупного заполнителя занимает
цементно-песчаный раствор, включающий в себя пузырьки воз-
духа. Следовательно, бетонная смесь представляет собой трёх-
фазную среду, состоящую из твёрдой (частицы крупного запол-
нителя), жидкой (цементно-песчаный раствор) и газообразной
(пузырьки воздуха) фаз.
Приведем емкость, в которой находится бетонная смесь, в
гармоническое колебательное движение с частотой со, если в эту
емкость погрузим какое-либо колеблющееся тело. Тогда от
внутренних поверхностей сосуда или от поверхности погружен-
ного тела (излучающих поверхностей) колебания начнут пере-
даваться соприкасающимся с ними частицам крупного заполни-
теля и цементно-песчаному раствору. Силы сухого трения меж-
ду соприкасающимися частицами крупного заполнителя и вяз-
кое сопротивление цементно-песчаного раствора начнут увле-
кать в колебательное движение частицы бетонной смеси, уда-
294
ленные от излучающих поверхностей. Однако частицы крупного
заполнителя обладают достаточно большой массой и, следова-
тельно, инерционностью и поэтому будут сопротивляться во-
влечению в это колебательное движение. При этом частицы
крупного заполнителя с большей массой будут иметь меньшие
размахи колебаний, а частицы с меньшими массами большие,
поскольку последние обладают меньшим отношением массы к
поверхности, от которой зависят силы вязкого сопротивления
вовлекающего их в колебательное движение. Сопротивление,
возникающее при относительном движении частиц крупного
заполнителя и цементно-песчаного раствора, вызовет различные
по значению фазовые сдвиги перемещений частиц крупного за-
полнителя относительно колебаний излучающих поверхностей.
Таким образом, между частицами крупного заполнителя воз-
никнут относительные проскальзывания, скорости которых по
мере удаления от излучающих поверхностей будут снижаться и
на некотором расстоянии от них упадут до нуля.
Расстояние, на которое распространяются колебания в толще
бетонной смеси, зависит от направления колебаний относительно
излучающей поверхности. Если колебания перпендикулярны из-
лучающей поверхности, то они передаются бетонной смеси путем
сообщения ей импульсов сжатия или возбуждением в ней перио-
дически изменяющихся нормальных напряжений. Если колеба-
ния касательны по направлению к излучающей поверхности, то
возбуждение колебаний в бетонной смеси происходит за счет пе-
риодически изменяющихся касательных напряжений. При возбу-
ждении колебаний за счет нормальных напряжений они распро-
страняются в бетонной смеси на большую глубину, чем в случае
возбуждения колебаний касательными напряжениями.
В первом приближении можно считать, что при постоянной
амплитуде перемещения излучающей поверхности силы вязкого
сопротивления цементно-песчаного раствора растут пропорцио-
нально скорости и, следовательно, с повышением частоты гармо-
нических колебаний они растут пропорционально со. Инерцион-
ные же силы увеличиваются пропорционально со 2. Следователь-
но, при возрастании частоты колебаний абсолютные значения
295
перемещений более мелких частиц крупного заполнителя снизят-
ся, а это в совокупности с упомянутыми фазовыми сдвигами при-
ведет к росту скоростей их проскальзывания относительно окру-
жающей среды. Этим объясняется целесообразность повышения
частоты колебаний при формовании бетонных смесей с мелким
заполнителем. Таким образом, в упрощенном виде объясняются
причины возникновения относительного проскальзывания частиц
бетонной смеси при вибрационном воздействии на нее.
Рис. 6.1. Параллелограмм векторов сил и скоростей
Теперь выясним причины, по которым резко снижаются силы
связей между частицами бетонной смеси в условиях их относи-
тельного проскальзывания. Прежде всего, выясним, почему при
относительном проскальзывании частиц бетонной смеси силы
их тяжести оказываются достаточными для преодоления сил
сухого трения, обусловленных взаимным защемлением частиц
крупного заполнителя. Для этого воспользуемся результатами
исследований вибрационного снижения трения, выполненных
Г.Ю. Джанелидзе, И.И. Блехманом и И.И. Быховским, и рас-
смотрим поведение тела М, которое скользит по поверхности
296
другого тела со скоростью v (рис. 6.1). Это движение может
происходить по инерции или под действием некоторой силы Р.
В последнем случае вектор скорости v совпадает по направле-
нию с вектором силы Р. Теперь в положительном направлении
оси х приложим к телу М мгновенный импульс силы, вызываю-
щий движение тела со скоростью и, вектор которой с первона-
чальным вектором скорости у составляет угол ср, и одновремен-
но приложим к телу' М силу Q, обеспечивающую постоянство
скорости и. Для этого необходимо, чтобы Q = Fu, т. е. модулю
видимой силы трения, которую должна преодолевать сила Q.
Вектор результирующей скорости со тела определится как
со =	+ l/2 + 2vz/cos(z> . Действительная сила трения F, прило-
женная к телу М, действует вдоль вектора скорости со в направ-
лении, противоположном ему. Силу F можно разложить на две
составляющие Fu и F» которые направлены соответственно в
стороны, противоположные векторам скоростей и и и.
Из подобия треугольников следует, что Fu = uF/co. Подставив
в это выражение значение со, получим
и
FU= I 2	2	F	<61)
д/у +и +2n/cos<p
Но силы трения пропорциональны коэффициентам зрения
F = fN;Fu=fuN,	(6.2)
где N - сила нормального давления; f - действительный коэф-
фициент трения скольжения; fu - видимый (кажущийся) коэф-
фициент трения скольжения.
С учетом (6.2) равенство (6.1) принимает вид
и
д/у2 + w2 + 2vii cos (р
(6.3)
297
В частных случаях при (р=я!1, fu -uf/^Jv2 + и2 , а при
<? = 0 fu="f /(У + и).
Последние выражения показывают, что при любых значени-
ях угла (р, если u«v, fu = uf /v. Из этого следует, что види-
мый коэффициент трения, а, значит, и видимая сила трения ста-
ли пропорциональными скорости и, т. е. сопротивление стало
как бы линейно-вязким. Такое явление часто называют линеари-
зацией трения.
Полученный результат говорит о том, что если тело М двига-
лось равномерно под действием силы Р с некоторой скоростью г
(согласно закону Кулона, Р > Nf), изменить модуль или на-
правление вектора скорости движущегося тела М может практи-
чески любая сколь угодно малая сила Q. Однако это лишь ка-
жущееся снижение трения, так как в направлении, противопо-
ложном от результирующего вектора скорости со (рис. 6.1), дей-
ствует полная сила трения F=Nf Следовательно, когда при виб-
рационном воздействии на бетонную смесь начинаются относи-
тельные проскальзывания частиц бетонной смеси, то сила их
тяжести, подобно малой по значению силе Q, способна заста-
вить эти частицы двигаться вниз.
Кроме крупного заполнителя бетонная смесь состоит из це-
ментно-песчаного раствора с включениями пузырьков воздуха.
Этот раствор может рассматриваться как некоторая дисперсная
среда, которая под действием вибрации подвергается деформа-
циям сдвига. Доказано, что текучесть цементно-песчаного рас-
твора повышается с ростом скорости сдвиговых деформаций.
Значит, под действием вибрации падает диссипативное сопро-
тивление деформациям бетонной смеси.
Одним из доминирующих факторов, влияющих на процесс
вибрационного уплотнения бетонной смеси, являются инерци-
онные силы, действующие на ее частицы. Эти силы являются
причиной возникновения относительных проскальзываний час-
тиц бетонной смеси и в совокупности с силой тяжести, дейст-
вующей па частицы, обеспечивают ее уплотнение. Значит, чем
выше ускорения колебаний излучающих поверхностей, тем
298
больше инерционные силы, действующие на частицы, и тем
полнее протекает процесс уплотнения бетонной смеси. Однако
установлено, что когда векторы ускорений нормальны к излу-
чающей поверхности, и их максимальные значения превосходят
6...7 g, инерционные силы, действующие на частицы, делаются
столь большими, что преодолевают силы адгезионного сцепле-
ния между бетонной смесью и излучающей поверхностью в те
интервалы времени, когда они направлены от нее. При этом
возникает разрыв между бетонной смесью и излучающей по-
верхностью, который приводит к подсосу воздуха, т. е. к разуп-
лотнению бетонной смеси.
П.И. Новосельский и В.В. Шестопёров экспериментально до-
казали, что адгезионные силы мало зависят от состава смесей и
материала излучающих поверхностей, поэтому можно считать,
что при ускорениях 6g отрыва смеси еще не происходит.
При касательных колебаниях излучающей поверхности по
отношению к бетонной смеси возможность таких разрывов ис-
ключается, что дает возможность несколько интенсифицировать
процесс уплотнения путем повышения размахов ускорения из-
лучающей поверхности.
Эффективность уплотнения бетонной смеси в большой мере
зависит от расположения по отношению к ней излучающей по-
верхности. Если излучающая поверхность представляет собой
плоскость и располагается сверху на бетонной смеси, такое уп-
лотнение называют поверхностным. Если излучающая поверх-
ность (обычно цилиндрическая) располагается внутри массива
бетонной смеси, уплотнение называют глубинным. Если конфи-
гурация излучающих поверхностей повторяет конфигурацию
изделия, т. е. представляет собой форму, и бетонная смесь рас-
полагается над нижней излучающей поверхностью (обычно
плоскостью, называемую поддоном), а вся форма в целом со-
вершает какое-либо колебательное движение, которое распро-
страняется во всем объеме находящейся в ней бетонной смеси,
уплотнение называют объемным. Оно обеспечивает высокую
степень уплотнения бетонной смеси и получило наибольшее
распространение в производстве сборного железобетона. По
299
этой причине рассмотрим некоторые специфические особенно-
сти объемного уплотнения.
При колебаниях формы отрыв смеси от ее излучающих по-
верхностей, перпендикулярных направлению колебаний, и свя-
занные с этим подсос воздуха и разуплотнение смеси начнутся
при указанных выше значениях ускорений (6..,7g). Если форма
совершает гармонические колебания с заданной частотой со, то
максимально допустимое значение её амплитуды колебаний ха
max (>g/(O.
При объемном уплотнении применяют горизонтально и вер-
тикально направленные колебания формы. При горизонтально
направленных колебаниях формы уплотнение бетонной смеси
осуществляется в основном за счет касательных колебаний под-
дона. Нормальное воздействие на бетонную смесь в этом случае
происходит лишь от торцовых бортов формы, площадь которых
мала. Поэтому, как уже отмечалось, при горизонтально направ-
ленных колебаниях может быть достигнута некоторая интенси-
фикация уплотнения бетонной смеси в случае формования тон-
костенных изделий за счет повышения ускорений формы. Эф-
фективными путями повышения ускорений является примене-
ние бигармонических и ударно-вибрационных колебаний фор-
мы с бетонной смесью. Однако при любой форме горизонтально
направленных колебаний они должны быть обязательно сим-
метричными, т. е. ускорения при движении формы и в одну, и в
другую стороны должны быть одинаковыми. Если симметрия
колебаний будет нарушена, то проявится транспортный эффект,
и бетонная смесь начнет перемещаться в сторону меньших ус-
корений, что недопустимо, так как приведет' к расслоению бе-
тонной смеси и разностенности изделий.
При вертикально направленных колебаниях формы отрыв
смеси от поддона возможен лишь в той части периода ее движе-
ния, когда инерционные силы, приложенные к частицам бетон-
ной смеси, действуют вверх. При действии же инерционных сил
на частицы вниз смесь прижимается к поддону формы. Это об-
стоятельство открывает перспективы интенсификации процесса
300
уплотнения бетонной смеси за счет использования асимметрич-
ных вертикально направленных колебаний формы.
Для объяснения этого явления рассмотрим силы, действую-
щие на некоторый объём бетонной смеси массой тб, находя-
щийся на горизонтальной поверхности-поддоне, который со-
вершает вертикально направленные колебания по закону x0(t)
Рис. 6.2. Схема сил, действующих на бетонную смесь, находящуюся
на плоскости, совершающей вертикально направленные гармони-
ческие колебания
Уравнение движения этого объёма можно записать в виде
тб^ = m6x0(t) - m6g + Pclf + N.
(6-4)
Здесь х - перемещение объёма относительно поддона; пер-
вый член справа - инерционная сила, обусловленная колеба-
ниями поддона; второй- вес частицы смеси; Рсч - сила адгези-
онного сцепления с поддоном; N- нормальная реакция поддона.
При движении частиц вместе с поддоном х = 0, откуда нор-
мальная реакция
N =m6X0(t)-m6g + Р^.	(6-5)
Отрыв частицы от поддона происходит при N=0, т.е. при
301
x^ = -g-~—
тб
(6.6)
Отсюда видно, что отрыв возможен лишь при отрицательных
ускорениях поддона. Экспериментально установлено, что отрыв
может произойти в том случае, если
|^o(O|^7g.
(6.7)
При отрыве бетонной смеси от поддона в образовавшееся про-
странство устремляется воздух, который затем превращается в бе-
тонную смесь, что приводит к её разуплотнению. Таким образом,
для того, чтобы не происходило разуплотнение, отрицательные
ускорения поддона не должны превосходить по модулю 7g.
Рис. 6.3. Примерные осциллограммы ускорений при гармони-
ческих и асимметричных колебаниях
При гармонических колебаниях график ускорения поддона
симметричен (рис. 6.3, кривая 1), и максимальные значения по-
ложительных и отрицательных ускорений равны между собой.
При асимметричных колебаниях (рис. 6.3, кривая 2) можно
сформировать такие законы движения поддона, при которых
302
максимум модуля отрицательного ускорения меньше 7g, а
максимум положительных ускорении хтах достигает 15-20g.
Таким образом, при гармонических колебаниях поддона для
исключения отрыва бетонной смеси необходимо ограничивать
амплитуду ускорения, тогда как при асимметричных колебаниях
достаточно ограничить по модулю лишь отрицательные ускоре-
ния поддона. Положительные же ускорения могут быть доведе-
ны до 20 g. В результате исключается возможность отрыва бе-
тонной смеси от поддона, а большие инерционные силы, при-
жимающие смесь к поддону, с одной стороны, способствуют
улучшению процесса уплотнения за счёт возникающего при
этом трамбующего эффекта, и с другой стороны, повышают
скорости относительного проскальзывания частиц бетонной
смеси, от которых, как известно, зависит степень снижения её
внутренних сопротивлений, и, соответственно, качество уплот-
нения. Этим и объясняется повышенная уплотняющая способ-
ность машин с асимметричными колебаниями.
Асимметричные колебания рабочих органов с необходимыми
соотношениями максимумов модуля положительных и отрица-
тельных ускорений наиболее просто достигаются в ударно-
вибрационных уплотняющих машинах путём соответствующего
подбора их основных параметров.
Излучающие поверхности рабочих органов ударно-
вибрационных машин совершают сложные по форме колебания,
которые могут быть представлены в виде суммы гармоник, пер-
вая из которых (О/ (частота основного тона) равна частоте уда-
ров, вторая а>2 - 2a>t, третья а>3 = Згуу и т. д., т. е. в таких случаях
говорят, что спектральный состав колебаний обогащен высши-
ми гармониками, из которых первые 4...5 обычно достаточно
значимы. Это обстоятельство, по изложенным выше причинам,
улучшает уплотнение мелкозернистых смесей. В последние го-
ды благодаря своей конструктивной простоте и высокой уплот-
няющей способности все большее распространение получают
ударно-вибрационные уплотняющие машины.
При расчетах вибрационных уплотняющих машин обяза-
тельно возникает необходимость учета влияния бетонной смеси
303
на динамику машины. Приведенное выше описание закономер-
ностей вибрационного уплотнения бетонной смеси говорит о
том, что для решения этой задачи необходимо рассматривать
уплотняющую машину и бетонную смесь как единую динамиче-
скую систему. Но бетонная смесь представляет собой сложную
вязкопластическую среду, которая при наличии воздуха (осо-
бенно в начальный период уплотнения) обладает и некоторыми
упругими свойствами. Все это крайне затрудняет решение еди-
ной динамической системы «уплотняющая машина - бетонная
смесь». Поэтому при практических расчетах уплотняющих ма-
шин принято учитывать влияние бетонной смеси на их динами-
ку введением коэффициента присоединения бетонной смеси.
При загрузке формы бетонной смесью, находящейся на рабо-
тающей формующей машине с зарезонансной настройкой, проис-
ходит снижение амплитуд вибросмещений из-за увеличения ко-
леблющейся массы. Такое же по величине снижение амплитуд
вибросмещений может быть достигнуто путем жесткого присое-
динения к пустой форме сосредоточенных грузов. Отношение мас-
сы этих грузов ко всей массе бетонной смеси, загружаемой в фор-
му, называют коэффициентом присоединения бетонной смеси к,.
Экспериментально установлено, что в зависимости от густоты
армирования и состава бетонной смеси
к/ = 0,15...0,4. Состав смеси оказывает значительно меньшее
влияние на kh чем густота армирования. Поэтому обычно для
малоармированных изделий принимают /q = 0,2...0,25, для
среднеармированных А/ = 0,25...0,3 и для густоармированных-
Л/ = 0,3...0,4.
При расчёте с гармоническими вертикально направленными
колебаниями, работающими в зарезонансном режиме, их рас-
сматривают в упрощённом виде как диссипативную систему
(т. е. с рассеиванием энергии) с одной степенью свободы. При
этом вибрируемая масса будет равна
те = 1щ + тф + кцп^,	(6.8)
304
где тк - масса колеблющихся частей виброплощадки; тф - мас-
са формы; к/тбс — присоединённая масса бетонной смеси.
Последнее слагаемое моделирует' приведённую массу упру-
го-вязко-пластичной среды, которой является бетонная смесь.
Диссипация энергии, связанная с уплотнением бетонной сме-
си в этом случае моделируется сопротивлением, от которого
зависит угол ср сдвига фаз между вынуждающей силой и пере-
мещением. При расчёте виброплощадок амплитуду их колеба-
ний Хи и мощность, необходимую для поддержания колебаний,
Ncp находят как
Л = mor cos (р/т,,
(6.9)
(6.10)
т0га3Ха
2
sin^»,
где т0 - масса дебалансов; г - эксцентриситет дебалансов; со -
угловая частота колебаний виброплощадки.
6.2.	Центробежное формование
При центрифугировании воздействие на тело или обрабаты-
ваемую среду осуществляется центробежными силами. Маши-
ны, в которых осуществляется такое воздействие, называются
центрифугами. Центрифуги предназначаются для разделения
смесей на составные части, осаждение частиц, взвешенных в
жидкости, уплотнения различных сред и других целей.
Рабочий орган центрифуг может вращаться относительно
вертикальной или горизонтальной оси. При вращении относи-
тельно вертикальной оси на обрабатываемое тело или среду
действует центробежная сила, вектор которой вращается в гори-
зонтальной плоскости, а вектор силы тяжести перпендикулярен
ей. При этом результирующая сила, действующая на обрабаты-
ваемое тело или частицы материала,
Р = m-jR2co2 +g2 ,	(6.11)
305
где т - масса тела или частицы материала; R - радиус, на кото-
ром находится центр тяжести тела или частицы от оси враще-
ния. При вращении рабочего органа относительно горизонталь-
ной оси результирующая сила, действующая на обрабатываемое
тело или частицу материала (рис. 6.4)
Рис. 6.4. Схема действующих сил при центробежном формовании
Р = у/(mRсо2 )2 + (wg)2 - 2т 2 2 gR cos cot.	(6.12)
При cot = 0 , когда частица или тело находятся в точке А,
coscot = 1. Тогда
РА = niRco2 — mg ,
(6.13)
при cot — 180° , когда частица находится в точке В, coscot = —1
Рв = mRco2 + mg.
(6.14)
Следовательно, при горизонтальном расположении оси вра-
щения рабочего органа в точке Л (рис. 6.4) давление ниже, чем в
306
точке В. При цилиндрическом рабочем органе и обработке теку-
чих сред это заставляет их при работе центрифуги равномерно
распределяться по внутренней поверхности рабочего органа.
В производстве сборного железобетона применяют центри-
фуги с горизонтальной осью вращения и цилиндрическим рабо-
чим органом для формования трубчатых изделий. В этом случае
(рис. 6.4) результирующая центробежная сила, действующая на
элементарное кольцо бетонной смеси радиусом гь толщиной
стенки drt и длиной Z, будет
dPLi = 2л I pad г2 dip	(6.15)
где р- плотность бетонной смеси (р= 600.. .2400 кг/м3).
Интегрируя последнее выражение Rj до R, получим
Ptj — 2д1рсо2 fr2drj =
27da)2p(R3 -Rj3)
3
(6.16)
где R - наружный радиус трубы; R, - внутренний радиус трубы.
Чтобы определить давление на наружной поверхности трубы,
левую и правую части выражения делят на наружную площадь
трубы
Р„ = Pj(2nRl)= ра>2(я’ -Я’У(ЗЯ).
(6.17)
Как видно, последнее выражение дает связь между давлени-
ем на поверхности трубы с ее параметрами и скоростью враще-
ния центрифуги. Таким образом, можно выбрать основные па-
раметры центрифуг для формования трубчатых железобетонных
изделий. Кроме того, из последнего выражения видно, что цен-
тробежное формование по своей сути является одной из разно-
видностей формования прессованием, в котором прессующим
усилием является центробежная сила.
307
6.3.	Роликовое формование
Процесс роликового формования состоит в укатке рыхлой бе-
тонной смеси роликами. Таким способом формуют плоские и
трубчатые бетонные и железобетонные изделия. Он существенно
отличается от вибрационного способа и относится к одной из раз-
новидностей формования путем прессования. При таком формова-
нии уплотнение бетонной смеси происходит под действием нор-
мальных контактных давлений ролика на смесь, которые принято
называть прессующим давлением. Прессующее давление прикла-
дывается к бетонной смеси с определенной скоростью и возрастает
от нуля до максимума, а затем снижается. При этом происходит
нарушение сравнительно слабых связей между частицами бетон-
ной смеси, которые под действием прессующего давления преодо-
левают сопротивление сдвигу и перемещаются в более устойчивые
положения, вытесняя при этом пузырьки воздуха. После снятия
прессующего давления (после прохода ролика) происходит раз-
грузка бетонной смеси, и часть ее первоначальной деформации
упруго восстанавливается (рис. 6.5).
Последующие воздействия прессующих роликов в условиях
непрерывного поступления под них бетонной смеси приводят к
новым перемещениям её частиц и дальнейшему вытеснению воз-
духа. По мере увеличения числа воздействий роликов уплотнение
смеси происходит не только вследствие повторения нагрузки, но
и вследствие увеличения прессующего давления роликов на
смесь. Постепенно смесь уплотняется, что выражается в накопле-
нии необратимых деформаций бетонной смеси, величина кото-
рых за каждое новое воздействие постепенно уменьшается и по-
сле 40...80 проходов ролика становится несущественной. Это
свидетельствует о том, что бетонная смесь уплотнена.
Рис. 6.5. Схема роликового формования:
1 - форма; 2 - бетонная смесь; 3 — ролик.
308
Рис. 6.6. Схема уплотнения смеси при роликовом формовании
При формовании плоских изделий ось прессующего ролика
(одного или нескольких) совершает возвратно-поступательное
движение. На схеме (рис. 6.5) показан момент, когда ролик и
форма движутся относительно друг друга слева направо. При
формовании полых цилиндрических изделий прессующие роли-
ки устанавливают на специальной головке, которую называют
прессующей. На ней устанавливают три или большее число ро-
ликов так, что их внешние образующие совпадают с образую-
щей внутренней цилиндрической поверхности трубчатого изде-
лия. Прессующая головка с роликами вращается в одном на-
правлении.
Главным фактором, определяющим степень уплотнения бе-
тонной смеси при роликовом формовании, является прессующее
давление ролика на смесь. Упрощенная схема сил, действующих
на ролик в процессе формования, приведена на (рис. 6.6).
Прессующее давление
Е .
р = —sin«,
4
(6.18)
где Е - модуль первого рода бетонной смеси; а - угол захвата
бетонной смеси роликом.
Для особо жёстких бетонных смесей при а = 30° прессующее
усилие равно
309
Р = plpr sin ft ,
(6-19)
где lp. - длина прессующего ролика; г - радиус ролика.
Процесс роликового формования достаточно сложен. Выра-
жение для р дает значение давления непосредственно под роли-
ком. По мере удаления от поверхности ролика давление в бе-
тонной смеси падает и на некоторой глубине h0 достигает своего
начального значения р0, т. е. давления, которое было в бетонной
смеси до воздействия на него роликом. Поскольку плотность
бетонной смеси есть функция р на глубине h0, уплотнения не
происходит. Значения р и 1г0 растут с увеличением радиуса ро-
лика г. Зависимость прессующего давления и, следовательно,
плотности смеси при роликовом формовании от свойств смеси,
геометрии изделия и параметров формующей установки очень
сложна. Поэтому при практических расчётах установок чаще
всего используют эмпирические зависимости.
6.4.	Прессование порошкообразных
строительных материалов
6.4.1.	Определения. Классификация
Производство некоторых строительных материалов и изде-
лий (кирпича, камня, плит, плиток, блоков, панелей и т. д.) ор-
ганизовано с применением процесса прессования формовочных
смесей (масс, пресс —порошков и т. п.).
Прессование - это формование изделий (полуфабрикатов) в
пресс - инструментах под действием давления. Различают прес-
сование: статическое, изостатическое, квазиизостатическое,
гидростатическое, газостатическое, динамическое, гидродина-
мическое, электрогидродинамическое, высокоскоростное (им-
пульсное), экструзионное (мундштучное), вибрационное, удар-
ное, холодное, горячее, циклическое, непрерывное, прямое, с
боковым истечением, обратное и др. [96].
310
Изостатическое прессование осуществляется в эластичных
или пластичных оболочках давлением жидкости или газа.
Квазиизостатическое прессование производится всесторон-
ним давлением, передаваемым с помощью сыпучей, пористой,
вязкой или пластичной рабочей среды.
Гидростатическое прессование — это изостатическое прессо-
вание, осуществляемое в гидростатах, в которых рабочей средой
является жидкость.
Газостатическое прессование - это изостатическое прессова-
ние, при котором рабочей средой являются газы.
Динамическое прессование - это высокоскоростное прессо-
вание пресс - порошка за счет динамического воздействия жё-
сткого пресс - инструмента.
Гидродинамическое прессование - это прессование порош-
ковых материалов (особенно трудно прессуемых) энергией гид-
равлического импульса, возникающего в жидкости вследствие
взрыва или электрического разряда (при электродинамическом
прессовании).
Высокоскоростное прессование — это прессование, осуществ-
ляемое за счёт взрывной волны, электромагнитного импульса,
механического удара или других подобных энергий.
Ударное прессование - это прессование за счёт энергии уда-
ра пресс-инструмента, магнитного импульса, волны жидкости
или газа.
Прямое прессование - это прессование, при котором пере-
мещение прессовки и инструмента происходит в одном направ-
лении.
Обратное прессование — это прессование, при котором исте-
чение материала происходит в направлении, противоположном
движению пресс - инструмента.
Самое широкое распространение в промышленности строи-
тельных материалов получило статическое, экструзионное
(мундштучное) и вибрационное прессование. Машины, приме-
няемые для прессования, называются прессами или агрегатами
для прессования.
311
Статическое прессование (одностороннее, двухстороннее,
прямое, холодное, циклическое, одноступенчатое, многоступен-
чатое, с жёсткой и "плавающей" пресс-формой и т. п.) осущест-
вляется в закрытой пресс-форме с перемещением пресс-порошка
и прессующего инструмента, главным образом, в одном направ-
лении (рис. 6.7).
Рис. 6.7. Схемы статического прессования:
а - одностороннее; б - двухстороннее; в - одностороннее с «плаваю-
щей» пресс-формой.
При прессовании строительных формовочных смесей в за-
крытых пресс-формах они подвергаются всестороннему сжатию
(объёмной деформации). При этом происходит уплотнение сна-
чала за счёт удаления воздуха, а затем за счёт переориентации и
более плотной упаковки частиц материала. Необратимое изме-
нение объёма сжимаемого материала при прессовании возмож-
но только при деформации, превышающей упругую. Остаточная
деформация возникает в материале при определённой величине
приложения нагрузки, которую принято называть предельной. В
течение всего цикла прессования в любой момент времени уве-
личение давления прессования вызывает прирост пластической
деформации и изменение плотности материала (прессовки).
Прессовка, получившая заданную форму и размеры, обладает
определённой прочностью, которую можно объяснить следую-
щим образом [53, 70, 102].
1.	Действием межмолекулярного электростатического сцеп-
ления, возникающего в местах контактов частиц формовочной
смеси.
312
2.	Взаимным переплетением частиц и внедрением выступов
одних во впадины других, создающим механическую прочность.
По мнению М.Ю. Бальшина, прочность прессовки, полученной
из сухих металлокерамических порошков, является преимуще-
ственно механической. Электростатическая прочность здесь не-
велика. Обе прочности пропорциональны контактной поверхно-
сти частиц и, в свою очередь, давлению прессования.
3.	Склеивающим действием тонких плёнок воды, способным
образовывать прочную структуру под влиянием собственных
силовых полей, т. е. за счёт сцепления частиц смеси.
4.	Натяжением микро- и макрокапилляров, не полностью за-
полненных водой, приводящим к сближению твёрдых частиц
между собой. По данным К. Терцаги, капиллярные силы могут
создавать весьма большие удельные давления, например, в гли-
нах эти силы придают связность грунтам [92].
Таким образом, в уплотняемой формовочной смеси имеются
условия для одновременного действия различных сил, придаю-
щих прочность прессовке. Влияние каждой из приведённых сил
может меняться в довольно широких пределах и зависит от
большого количества факторов.
Изучение процесса сжатия материала при прессовании да-
ёт возможность увязать физико-механические и технологиче-
ские свойства порошкообразных строительных материалов с
циклом прессования, конструкцией, кинематикой и режимом
работы прессов. При изучении объёмной деформации порош-
кообразных материалов рассматриваются следующие вопро-
сы: распределение давления в объёме прессовки; прессуе-
мость материала; зависимость плотности от давления прессо-
вания; влияние физико-механических и технологических
свойств формовочной смеси и её компонентов на давление
прессования и прочность прессовки, влияние длительности
прессования, влияние формовочной влажности смеси и т. д.
313
6.4.2.	Закономерности прессования
Кинетика процесса уплотнения материала при прессовании
определяется условиями пластической деформации сжимаемого
пористого тела, механические свойства которого зависят от фи-
зико-механических свойств формовочной смеси.
Кривые статического прессования (сжатия) отражают совре-
менное представление теории прессования дисперсных (сыпу-
чих, порошкообразных и др.) материалов и позволяют выявить
физическую сторону процесса (рис. 6.8).
В качестве показателя эффективности прессования принима-
ется изменение прочности, плотности, упругости и других
свойств материала (прессовки) в зависимости от давления прес-
сования (рис. 6.8), либо изменение усилия прессования (нагруз-
ки) от деформации материала (изменения объёма, толщины
прессовки, хода пресс-инструмента и т. п.) (рис. 6.8, 6.9).
Рис.6.8. Зависимость прочности («) и плотности (б) прессовки от
давления прессования и влажности смеси
По кривым прессования видно, что до образования сплошной
однородной структуры прессовки с максимальным уплотнением
массы (смеси) вначале происходит резкое повышение плотности
в зависимости от давления, а затем незначительное повышение
плотности при резком увеличении давления прессования.
Характер кривых прессования (рис. 6.9) может быть разным
и зависит от прессуемости формовочных смесей (масс). Под
прессуемостыо (уплотняемостью) понимается способность сы-
пучего материала к формованию и уплотнению. На практике в
314
зависимости от прессуемости сыпучие формо<?очные материалы
условно разделяются на трудно-, средне- и .Дегкоуплотняемые
материалы.
Давление прессования, МПа
Деформация Магпврсала. h, м
Рис. 6.9. Кривые (диаграммы) прессования:
а - трудноуплотняемых материалов; б - среднеуп^отняемых материа-
лов; в - легкоуплотняемых материалов.
К трудноуплотняемым материалам относятся такие, которые
после длительного предварительного уплотнения (без большой
затраты энергии) перед максимальным уплотНением испытыва-
ют резкий рост нагрузки (усилия прессования). Наблюдается
незначительное повышение плотности при резком увеличении
давления прессования. Диаграмма прессования легкоуплотняе-
мых материалов имеет малую зону предварйТельного уплотне-
ния. Нагрузка медленно возрастает на протяя<еНИН всего време-
ни прессования. Большинство материалов (среДнеУплотняемых)
обладает большим упругим последействием.
В зоне А (рис. 6.9, б), соответствующей на11алУ прессования,
происходит более быстрое изменение объёма Материала за счёт
свободного перемещения и сдвига его частиц- ^ри этом из ма-
териала удаляется большая часть воздуха и H# уплотнение за-
трачивается немного энергии. Энергия расхоД}ется’ в основном,
на преодоление сил внутреннего трения частйй и внешнего тре-
ния частиц о стенки пресс-формы. Уплотнен#6 материала по
высоте пресс-формы происходит неравномерно- Наибольшему
уплотнению подвергается слой материала, приЛегаюЩин к прес-
суемому инструменту. Протяжённость зоны А зависит от мно-
315
гих факторов: физико-механических и технологических свойств
материала, эффективности засыпки пресс-формы, пустотности
изделия, длительности приложения нагрузки и др.
В зоне Б уплотнение возможно лишь при деформации частиц
материала, требующей большого расхода энергии. Часть энер-
гии расходуется на преодоление сил внутреннего и внешнего
трения частиц, а остальная - на упруго-пластическую деформа-
цию материала. В конце процесса прессования при наибольшем
давлении происходит переход упругой деформации в пластиче-
скую, вследствие чего структура прессовки упрочняется и со-
храняется её форма. На применяемых в промышленности строи-
тельных материалов прессах трудно (почти нельзя) осуществить
так называемое квазистатическое прессование (зоны А и Б), так
как требуется относительно медленное приложение нагрузки.
В большинстве случаев скорость прессующего органа слишком
велика, поэтому в результате несоответствия скорости деформа-
ции и релаксации напряжений в материале на диаграмме прес-
сования наблюдается участок (зона В), соответствующий рас-
ширению прессовки после снятия нагрузки. При повышении
времени выдержки прессовки под давлением упругие деформа-
ции могут переходить в остаточные.
В теории прессования порошкообразных материалов можно
отметить два основных подхода к изучению процесса: первый
характеризуется введением ряда допущений, которые позволяют
решать задачи экспериментальным путём для определённого
вида формовочного материала (пресс-порошка); второй основы-
вается на физической сущности процесса прессования с его ма-
тематическим описанием и является сложным для инженерного
решения [6, 44, 53, 70, 102]. Первый подход с учётом использо-
вания математических методов планирования эксперимента и
математической статистики получил наибольшее применение
при изучении процесса прессования порошкообразных строи-
тельных формовочных смесей (масс, пресс-порошков).
Для описания процесса прессования разработано достаточно
много уравнений. Из многочисленных уравнений большое рас-
пространение получило уравнение М.Ю. Бальшина [6, 53]:
316
wlg/э = -lgpmax,
(6.20)
где m - константа, характеризующая материал и условия прес-
сования, определяется опытным путём; р - плотность материа-
ла; р — давление прессования; ртал — давление, соответствующее
максимальному уплотнению материала, т.е. получению прес-
совки достаточной плотности и прочности.
Уравнение, связывающее плотность прессовки и удельное
давление прессования, имеет вид
р = р0+арь,	(6.21)
где р0 - плотность засыпки (смеси в пресс-форме); р - удельное
давление прессования; а, Ь — опытные коэффициенты.
Уравнение, характеризующее изменение давления по высоте
(толщине) прессовки, предложенное Л.П. Баландиным [102]
р =ре к
гн
(6.22)
где Ри и Р0 - давление собственно на расстоянии Н и у от прес-
сующего инструмента (пуансона, штампа, штемпеля и т. п.); е -
основание натуральных логарифмов; к — эмпирический коэффи-
циент, определяемый опытным путём; R - гидравлический ра-
диус сечения прессовки; Н - высота засыпки (наполнения)
пресс-формы.
Двухстороннее приложение внешней нагрузки (рис. 6.7, б)
уменьшает степень неравномерности прессовки по высоте, по-
скольку величина //уменьшается значительно (почти вдвое).
Зависимость пористости 17 прессовки от давления прессова-
ния описывается уравнением А.С. Бережного
11 = a -6lgp,	(6.23)
317
многоступенчатое прессование. Предполагается, что на первой
ступени прессования высота засыпки Н уменьшается значитель-
но при сравнительно небольшом удельном давлении прессова-
ния. Вторичное приложение внешней нагрузки с паузой на уп-
ругое последействие после первой ступени изменяет высоту за-
сыпки значительно меньше при небольшом увеличении удель-
ного давления и т.д. Следовательно, многоступенчатое прессо-
вание даёт возможность получить равную осадку массы или
плотность прессовки при несколько меньшем удельном давле-
нии за счёт более полного удаления воздуха при прессовании.
Однако конструкция прессового оборудования при многосту-
пенчатом прессовании становится сложнее. Поэтому оно не на-
шло широкого применения в промышленности.
Приведённые закономерности процесса прессования могут
быть использованы на практике при определении изменения
объёма формуемых сырьевых строительных масс в зависимости
от прессуемого давления, расчётах и конструировании прессо-
вого оборудования.
6.4.3.	Параметры прессования
Изучению зависимостей плотности (прочности) прессовки от
давления прессования посвящено много работ [6, 17, 44, 55, 70,
75, 102].
При исследовании усилий прессования силикатной смеси
(массы) В.И. Миловским (ВНИИСтроммаш) использована зави-
симость
р — aeh,	(6.30)
или
In р = In а + bh ,	(6.31)
где р - давление прессования; а, b - опытные коэффициенты,
характеризующие свойства силикатной смеси; h - осадка смеси
при прессовании; е = 2,71.
320
Рис. 6.10. Зависимость давления прессования р от осадки смеси
й при различных значениях коэффициента а
На рис. 6.10 в полулогарифмической системе координат
представлена зависимость давления прессования р от осадки h
силикатной смеси [5, 6].
Проведённые исследования показали, что коэффициент а
(кг/см2) для различных масс имеет определённое значение, которое
зависит от физических свойств прессуемой смеси (массы) и харак-
теризуег то давление прессования, которое необходимо приложить
к прессуемой массе для получения её заданной осадки.
Коэффициент Ь (1/см) устанавливаег связь между осадкой h и
физико-механическими и технологическими свойствами прес-
суемой массы. Для силикатных масс значение коэффициента а
колеблется от 0,5 до 3,5 кг/см2. Все прямые на рис. 6.10 имеют
одинаковый угол наклона О, равный 54°30'. Поэтому значение
коэффициента Ь для силикатных масс может быть принято по-
стоянным и равным 1,4 1/см. Дальнейшая задача сводится к оп-
ределению оптимальных значений коэффициента а для соответ-
ствующей прессуемой массы и параметров прессующего меха-
низма (пресса).
При формовании, например, силикатной смеси средняя плот-
ность прессовки (кирпича-сырца) является косвенным показате-
лем уплотнения (рис. 6.11).
321
Рис. 6.11. Зависимость коэффициента уплотнения KvnJl от круп-
ности и влажности силикатной смеси (WCM).
Исследования, проведённые во ВНИИСтроме [102], показа-
ли, что прочность сырца при сжатии повышается значительно
медленнее, чем давление прессования (рис. 6.12). При $2/pi =
2,25-5,0 отношение прочности сырца R2/Ri = 1,50-2,0.
Рис. 6.12. Зависимость прочности кирпича - сырца от удельного
давления прессования, влажности смеси и времени прессования:
l-WCM = 4,5 %; t = 44 с; 2 - WCM = 4,5 %; t = 1,6 с; 3 - WCM = 6 %; t = 8,7
c;4- W/Cw = 6%;t = 2,6c
322
В табл. 6.1 приведены параметры прессования силикатных
формовочных смесей при производстве силикатного кирпича и
камня.
Из табл. 6.1 видно, что при почти одинаковом удельном дав-
лении прессования значительные отличия имеются в длительно-
сти и характере приложения нагрузки.
Таблица 6.1.
Основные параметры прессования
силикатных формовочных смесей1
Модель, индекс пресса	Параметры п			рессования		
	Площадь формова- ния. дм2	Вид прессо- вания	Удель- ное дав- ление, МПа	Уси- лие, МН	Время цикла, с	Время сжатия, с
СМ-816, СМС 152	6/6		25/30	1,5-1,8	2,34/2,8	0,8/0,9
"Дорсте- нер 104/203"	10,2/12,6	Одно- сто- роннее	58,5/47,5	6	3,85	1,92
"Ротомат"	10,2/11,8		34,5/30	3,5	3,6-4	1,4-1,6
Р-550	13/15	Одно- двух- сто- роннее	35/45	5,5	6-9	2,2-3,4
СМ-1085	14,8/15	Двух- сто- роннее	42,5/42	6,3	6,7/7,1	1,65/1,75
S-S500	18,5/16,2		35/40	5	7,2	3,2
"Крупп- интертех- ник "	26/30	Одно- сто- роннее	23/20	6	20	6-9
1 В числителе - для одинарного кирпича, в знаменателе -для модульного кирпича и
камня
323
Исследования, проведённые во ВНИИстроме, показали, что
длительность прессования силикатной формовочной смеси не
Рис. 6.13 Зависимость продолжительности прессования от удель-
ного давления
На рис. 6.14 приведены диаграммы (циклограммы) прессова-
ния силикатных формовочных смесей на отечественных и зару-
бежных прессах.
Продолжительность формования, с
Рис. 6.14. Диаграмма (циклограмма) прессования силикатных
формовочных смесей:
а - на револьверных прессах; б - на прессах с подвижным и непод-
вижным столом; 1,2 - СМС-152; 3 - "Ротомат"; 4 - "Дорстенер"; 5 -
"Атлас"; 6 — СМ-1085; 7 - S-S5OO; 8 - "Крупп-Интертехник".
324
Из рис. 6.14 видно, что в современных прессах предусматри-
вается выдержка при прессовании под наибольшим давлением
от 0,5 с до нескольких секунд. Время собственно сжатия смеси
колеблется от 0,8 до 6 с. Это позволяет, как отмечено выше,
прессовать более сухие смеси (влажностью 4-5 %), способствует
эффективному уплотнению, релаксации напряжений, вовлече-
нию меньшего количества воздуха и обеспечивает высокое ка-
чество изделий.
Связь основных параметров прессования формовочной смеси
с конструктивными параметрами прессового оборудования
можно выразить в виде зависимости [55, 56]
975Nirii cos<p
« =---------р~--,	(6.32)
SnZnrs\nfiebh
где N - мощность электродвигателя пресса; п - частота враще-
ния электродвигателя; i — общее передаточное отношение; г) —
КПД привода; 1Р, г - размеры звеньев прессующего механизма
пресса; (р, (3- углы звеньев механизма пресса.
Рис. 6.15. Блок-схема контроля усилия прессования:
I - пресс; 2 - электродвигатель механизма прессования; 3 — трансфор-
матор тока; 4 — преобразователь мощности; 5 — усилитель сигналов; б —
осциллограф; 7 - пульт управления; 8 - тарировочный блок.
В настоящее время для контроля и управления усилием прес-
сования разработано несколько схем, основанных на измерении
325
значений усилий и мгновенной потребляемой мощности. На-
пример, для механических прессов с поворотным столбом при
прессовании силикатных формовочных смесей разработана
блок-схема, приведённая на рис. 6.15.
Сигнал, пропорциональный мощности, поступает на вход
усилителя 5 и осциллограф 6, шкала которого проградуирована
в единицах измерения усилия (давления) прессования. При пре-
вышении допустимого значения усилия прессования, отмечен-
ного на шкале осциллографа, подаётся сигнал на уменьшение
высоты (глубины) засыпки пресс-форм и наоборот.
6.5.	Выпрессовывание
При производстве стеновых и других материалов и изделий
(кирпича, камня, блоков, плит, плиток и др.) способом полусухого
прессования важную роль в общем цикле прессования играет про-
цесс выпрессовывания (выпрессовки, выталкивания) из пресс-
формы полуфабриката (изделия-сырца). Выпрессовывание (вы-
прессовка) - удаление прессовки (полуфабриката) из пресс-формы
после прессования формовочной смеси (пресс-порошка) и снятия
давления. Устройства для выпрессовывания называются выпрес-
сующими или выталкивающими механизмами или механизмами
выпрессовки (выталкивания).
Для извлечения из пресс-форм спрессованных полуфабрикатов
(прессовок) требуется приложить со стороны механизма выпрессов-
ки (выталкивания) усилие, которое зависит от большого количества
факторов: физико-механических и технологических свойств формо-
вочной смеси (пресс-порошка); способа и величины давления прес-
сования; характеристики прессовки; направления и закономерност и
выпрессовки; формы, размеров и пустотности прессовки; конструк-
ции, жесткости и качества пресс-форм; коэффициента трения между
прессовкой и стенками пресс-формы и др. (рис. 6.16).
Большую роль в теории и практике процесса выпрессовывания
(выталкивания) сыграли работы ученых: П.П. Боландина, М.Ю.
Бальшина, В.Г.Филимонова, Г.М.Ждановича, Р.Я. Попильского,
А.С.Ильина.
326
Рис.6.16. Выпрессовывание из пресс-формы изделия-
полуфабриката:
а — засыпка пресс-формы; б — прессование формовочной смеси; в —
выпрессовывание прессовки
Р.Я. Попильский и Ф.В. Кондрашов считают одной из при-
чин расслоения прессовки при выпрессовывании ее из пресс-
формы давление запрессованного в ней воздуха (табл. 6.2).
После снятия внешней нагрузки прессовка под воздействием
запрессованного воздуха стремится расшириться, чему препят-
ствуют стенки пресс-формы. В процессе выпрессовывания вы-
шедшая из пресс-формы часть прессовки имеет возможность
расшириться, а оставшаяся часть - нет. Поэтому при задержке
выталкивания и больших давлениях запрессованного воздуха
возникают опоясывающие прессовку горизонтальные силы,
приводящие к образованию трещин (расслоения). Такое явление
наблюдается при неоптимальном зерновом составе смеси и по-
вышенном содержании в ней тонкодисперсных частиц. Другой
причиной, вызывающей трещинообразование, являются трение
прессовки о стенки пресс-формы и боковое давление. Коэффи-
циент внешнего трения при выпрессовке является постоянной
величиной для конкретных условий прессования, а боковое уси-
лие изменяется по направлению прессования. Ближний к прес-
сующему штампу слой прессовки, как наиболее уплотненный,
больше всего препятствует выпрессовыванию из-за большего
трения о стенки пресс-формы.
327
Таблиг/а 6.2.
Коэффициент запрессовки воздуха при прессовании
огнеупорных (многошамотных) порошков
Приложе- ние дав- ления прессова- ния	Удель- ное давле- ние, МПа	Влаж- ность пресс- порошка, %	Коэффици- ент запрес- совки воз- духа	Давле- ние воз- духа, МПа	Относитель- ный объем воздушных пор
Гидрав- лическое	40	4,1 5,5	0,375 0,348	0,35 0,87	0,101 0,052
		7	0,327	1,5	0,024
Механи-	40	4,1	0,42	0,35	0,111
ческое		5,5	0,365	0,9	0,052
		7	0,354	1,7	0,024
Давление, создаваемое при выпрессовывании, деформирует
прессовку. Наступает такой момент, когда силы, изгибающие ниж-
ний, прилегающий к штампу слой прессовки, превышают сцепле-
ние со следующим слоем и образуется трещина (расслоение).
Для ликвидации расслаивания прессовки при выпрессовыва-
нии из пресс-формы может служить быстрое снятие бокового
давления (распора). Это может достигаться уширением пресс-
формы в направлении выталкивания прессовки на 0,2-0,5 %.
Усилие выталкивания значительно уменьшается при примене-
нии конических пресс-форм, т. е. с уклоном стенок в сторону
выпрессовывания 0,5 %.
Усилие выталкивания, рассчитанное по предложенным фор-
мулам, для условий прессования строительной формовочной
смеси, например, силикатной массы, оказалось весьма разным и
колебалось от 4-х до 25 % от усилия прессования.
Усилие выталкивания ориентировочно можно рассчитать по
формуле
Рв =КРПР,
(6.33)
328
где К - опытный коэффициент, К = 0,03 — 0,15; РПР — усилие
прессования, или по формуле Н.П. Шанина и М.И. Дубинера

(6.34)
где Я — коэффициент снижения бокового давления (упругое по-
Р /
следствие), Я = бост/р , £, - коэффициент бокового давления;
Р - давление прессования, f - коэффициент трения прессовки о
стенки пресс-формы; 5 - площадь боковой поверхности прес-
совки; Рбост - остаточное боковое давление после снятия усилия
прессования; Рб - боковое давление.
Коэффициент Я определяется при совместном рассмотрении
деформаций пресс-формы и прессовки как при приложении на-
грузки, так и после снятия ее.
Дальнейшее развитие теории и практики процесса выпрес-
совки и выталкивающих механизмов получило в работах
А.С.Ильина, В.Г.Струкова и В.К.Мартынова [24, 52, 93].
Для изучения процесса выпрёссовывания и определения оп-
тимальных значений параметров механизмов выталкивания из
пресс-формы прессовки разработана и изготовлена лаборатор-
ная установка (рис.6.17). В комплект установки входят перенос-
ная съемная пресс-форма, выталкивающий механизм, гидравли-
ческий пресс, привод и контрольно-измерительная и регистри-
рующая аппаратура. Установка позволяет прессовать и вытал-
кивать из пресс-формы изделие с размерами, уменьшенными по
сравнению с натурными образцами в 2,5 раза. Механизм вытал-
кивания выполнен рычажным по аналогии с механизмами прес-
сов полусухого прессования. Съемные пресс-формы позволяют
прессовать изделия разной конфигурации по площади: прямо-
угольные, квадратные, круглые и др., а также полнотелые и пус-
тотелые.
329
Рис. 6.17. Установка для изучения процесса выпрессовки (вытал-
кивания):
а - схема установки; б - кинематическая схема привода; 1 - рама; 2 -
приводной вал; 3 - кулачок; 4 - ролик; 5 - выталкивающий рычаг; б -
опора; 7 - пружина; 8 - фиксатор; 9 - поршень; 10 - цилиндр; 11 —
ходовой винт; 12 - контргайка; 13 - штамп; 14 - пресс-форма; 15 -
скоба; 16- винт; 17 - прессовка (полуфабрикат); 18 - редуктор.
Испытания показали, что усилие выпрессовывания растет с
увеличением удельного давления прессования. Зависимость
имеет линейный характер. Угол наклона опытной прямой к оси
абсцисс составляет 35°. Отношение усилия выпрессовки к уси-
лию прессования, наоборот, с ростом удельного давления прес-
сования уменьшается. Уменьшение или увеличение скорости
выталкивания (выпрессовки) по сравнению со значениями, при-
нятыми для современных прессов полусухого прессования, не
приводит к изменению выталкивающего усилия.
Усилие выпрессовки увеличивается с ростом плотности за-
сыпки пресс-форм формовочной смесью. При изменении отно-
сительной плотности засыпки с 0,96 до 1,05 усилие выпрессовки
возрастает почти на 55 %. Изменение пустотности, т. е. количе-
ства пустот в изделии с 3-х до 21 почти не сказывается на изме-
330
нении усилия выпрессовывания. Установлено, что при односто-
роннем прессовании и приложении усилия прессования снизу
вверх усилие выпрессовки имеет меньшую величину, чем при
двухстороннем прессовании. Частота вращения кулачка меха-
низма выпрессовки почти не влияет на усилие выталкивания в
диапазоне принятых на практике скоростей. Сечение прессовки
существенно влияег на усилие выпрессовывания. Изменение
закона перемещения выталкивающего штампа не оказывает
влияния на усилие выпрессовки. Влажность и модуль крупности
формовочной смеси заметно влияют на усилие вынрессовыва-
ния. Например, изменение влажности силикатной формовочной
смеси на 1 % от принятого значения приводит к изменению уси-
лия выпрессовки в среднем на 25 %.
6.6.	Экструзионное формование
Экструзионное (пластическое) формование осуществляется
шнековыми прессами известных конструкций. Шнековые прес-
сы являются основными машинами технологических линий по
производству глиняного кирпича. Влажность формуемой массы
более 17... 18 %. Отечественная промышленность выпускает
шнековые прессы с одной-двумя частотами вращения шнеково-
го вала.
Фактическая частота вращения шнекового вала пресса для
конкретных глиномасс, обеспечивающая производительность
при допустимой величине давления в головке пресса, часто зна-
чительно отличается от установленной заводом-изготовителем.
Для глиномасс с жесткими реологическими свойствами сущест-
вует оптимальная частота вращения шнекового вала, по сравне-
нию с которой увеличение или уменьшение частоты вращения
шнека приводит к уменьшению производительности.
При формовании материала в шнековом прессе имеют место
следующие основные потоки материала.
1.	Прямой поток, вызванный толкающей способностью
фронтальной поверхности лопасти шнека.
331
2.	Обратный поток, вызванный давлением в головке пресса
за выпорной лопастью шнека и движением поверхности лопа-
стей шнека в обратном направлении. Обратного потока в пря-
мом смысле слова не существует. Он проявляется в сдержи-
вающем влиянии на прямой поток.
3.	Поток утечки, вызванный перепадом давлений по обе
стороны от лопасти шнека в кольцевом канале по периметру
лопасти.
Прямой поток может быть определен в общем случае с уче-
том того, что за один оборот шнека в головку пресса поступит
объем материала, находящегося между выпорной лопастью и
лопастью, следующей за ней на расстоянии, равном шагу /:
Q^=~(D2~d2)t^.	(6.35)
4	об
Обратный поток можно определить, если узнать пропускную
способность сквозного канала шнека. Если допустить, что в ка-
нал, находящийся за выпорной лопастью, из головки под дейст-
вием давления поступает глиномасса и обратному движению
глиномассы способствует также движение стенок канала — лопа-
стей шнека в том же направлении, что и действие давления, то
задачу определения обратного потока можно свести к решению
простой задачи течения массы, увлекаемой движущимися па-
раллельными стенками под действием давления на входе в ка-
нал.
Решение этой задачи позволяет найти расход материала через
канал по формуле:
D + d п т
----л—L-2h +
2	60
у7 Г kspOCJW, у
(1 + 2^/)//’ cos/?-S J
(6.36)
L-2h9+2
332
где п - частота вращения шнека; L - глубина шнека; 2h - рас-
стояние между двумя лопастями шнека; у/ - индекс течения
глиномассы; q - обратная величина индекса течения; /7, - коэф-
фициент, характеризующий реологическое поведение глиномас-
сы; >8' - длина винтового канала шнека от выпорной лопасти до
зоны загрузки пресса; ks - коэффициент бокового давления; ks =
0,4...0,7; (3 - угол, под которым глиномасса входит в головку
пресса, образованный осью канала шнека и плоскостью попе-
речного сечения цилиндра шнека; Рпл - давление, затрачиваемое
на преодоление пластического течения глиномассы в головке и
формующих насадках пресса.
Поток утечки можно определить, решив задачу' движения
глиномассы в кольцевом канале, образуемом кромкой лопасти
шнека и поверхностью цилиндра:
п
е'”=^бБ-
А9(1 + ^)0 + 2^)’
(6.37)
где Рупр — давление, затрачиваемое на преодоление упругих
свойств глиномассы при входе ее в головку и формующий наса-
док пресса Pytlp = (0,5...2)7‘/j7; 8 - зазор между кромкой лопасти
шнека и рубашкой цилиндра.
Первое слагаемое правой части уравнения отражает расход
глиномассы в результате движения внутреннего глиняного ци-
линдра, увлекаемого шнеком по направлению к головке пресса.
Второе слагаемое правой части отражает расход материала
под действием давления за выпорной лопастью шнека в обрат-
ном направлении.
Если абсолютная величина второго слагаемого превысит аб-
солютную величину первого, то это может означать, что поя-
вился поток утечки - движения материала в кольцевом зазоре по
направлению от головки пресса к загрузочной зоне.
Таким образом, в общем случае производительность шнеко-
вого пресса можно определить по формуле:
Q = Qnp™-Qn6p-Qynp- (6-38)
333
Подставив значение параметров Qnpm„ Qo6p и Qym, предваритель-
но спроектировав на горизонтальную ось шнека скорости потоков
глиномассы в каналах шнека, получим уравнение для расчета про-
изводительности нагнетателя пресса - шнекового вала.
Картина движения глиномассы в головке и мундштуке доста-
точно сложная и имеет свои особенности.
Выпорная лопасть шнека создает на входе в головку разные
скорости движения глины: максимальную - у стенок головки и
минимальную - у ее оси. По мере продвижения глины к мунд-
штуку картина течения меняется на обратную. Скорость стано-
вится максимальной на оси и минимальной у стенок. Профиль
скоростей частиц в поперечном сечении головки становится па-
раболическим, а общая картина движения глины подобна кар-
тине течения вязких жидкостей.
Расчет характеристик формующих элементов пресса ведут в
такой последовательности:
-	формующие элементы пресса разбиваются на участки та-
ким образом, чтобы получить каналы простой геометрической
формы (конус, цилиндр и т. п.);
-	задаются значения производительности шнекового пресса:
-	для каждого участка определяются градиенты скорости;
—	для этих участков находятся значения эффективной вязко-
сти по реологической кривой течения глины;
—	определяется падение давления на каждом участке;
-	суммируется общее падение давления в канале сложной
конфигурации из потерь давления на отдельных участках;
-	строится график зависимости Q ~ f(P), определяющий ха-
рактеристику формующего элемента пресса.
6.7. Реология строительных материалов
За последние годы прикладная реология дисперсных систем
получила значительное развитие в работах отечественных и за-
рубежных ученых. Работами академика П.А. Ребиндера и его
школы были заложены основы нового направления - физико-
химической механики.
334
Понимание физической сущности поведения материала при
его обработке в рабочих каналах механического оборудования
дает изучение его реакции на воздействие различных усилий и
их комбинаций, в том числе объемного сжатия, одноосного рас-
тяжения, простого сдвига, сжатия со сдвигом.
Перерабатываемый материал, как известно, можег находить-
ся в твердом, жидком, газообразном состояниях и проявлять при
деформации вязкие, пластичные, вязко-пластичные, упругие,
вязко-пластично-упругие свойства. В каждом конкретном слу-
чае важно знать характер связи прилагаемых усилий и деформа-
ции материала, возникающих в рабочем канале машины.
Большинство влагосодержащих дисперсных систем прояв-
ляют под нагрузкой как вязкие, так и пластичные свойства. Пла-
стичные свойства материалов изучают с помощью реологиче-
ской модели Сен-Венана. Пластичным телом Сен-Венана назы-
вают тело, деформация (течение) которого под действием при-
ложенного напряжения отсутствует, если напряжение не дости-
гает определенной для данного материала величины, называе-
мой пределом текучести т0. Причем, если нагрузка на материал
достигнет предела текучести, процесс деформации проходит
уже независимо от всех прочих условий (например, от скорости
деформации). Установить соотношение между величиной и ско-
ростью деформации и приложенным напряжением не удается,
можно лишь констатировать условие наступления состояния
текучести - пластичности материала (рис. 6.19).
.,11	du о
При Г <ГП, -----= 0 - деформация отсутствует, градиент
1 1	dy
t/w
= Го ,---Ф 0 - происходит течение материала.
dy
скорости равен нулю.
При |г
График «течения» тела Сен-Венана представлен прямой ли-
du
нией (рис. 6.19), параллельной оси- и проходит через точку
ту на оси «т».
335
du
dy
Рис. 6.19. График течения и реологическая модель тела Сен-
Веиаиа
Большинство исходных масс для производства строительных
материалов - влагосодержащие дисперсные системы - прояв-
ляют под нагрузкой вязко-пластичные свойства.
В 1881 г. Шведов, а в 1919 г. Бингам предложили метод
оценки пластичных свойств обрабатываемого материала, полу-
чивший название метода Шведова-Бингама.
Согласно их представлениям
du
T = TQ+rl — ,
dy
(6.39)
где г - напряжение сдвига в установившемся «потоке» материа-
ла в рабочем канале, Н/м2; То - «предел текучести» («предельное
напряжение сдвига», которое необходимо создать, чтобы нача-
лось течение материала в рабочем канале машины), Н/м2; г] -
коэффициент вязкости, характеризующий внутреннее трение
du
материала, Н-с/м ; -- - градиент скорости установившегося
dy
течения в рабочем канале, с’1.
Вязко-пластичные среды согласно концепции Шведова-
Бингама, в отличие от ньютоновских, не претерпевают видимых
336
деформаций до тех пор, пока напряжение сдвига не превысит
некоторого значения, называемого пределом текучести.
Таким образом, истинно вязкие материалы отличаются от
пластичных тем, что у вязких отсутствует предельное напряже-
ние сдвига То и они «текут» даже под влиянием собственной тя-
жести.
Как показывает практика, большинство строительных мате-
риалов при их использовании наряд} с вязкопластичными про-
являют и упругие свойства.
Согласно исследованиям П.А. Ребиндера, Н.В. Михайлова,
все системы, подвергаемые механическим воздействиям, можно
разделить на жидкообразные и твердообразные. К жидкообраз-
ным относятся ньютоновские жидкости и структурированные
системы, не имеющие предельного напряжения. Для этих сис-
тем т0 = 0. К твердообразным телам - вязко-пластичные, вязко-
упругие, вязко-пластично-упругие системы, обладающие пре-
дельным напряжением сдвига.
Экспериментальные работы, проведенные с вязко-
пластичными дисперсными материалами пониженной влажно-
сти показали, что в принципе они ведут себя под нагрузкой ана-
логично структурированным жидкостям с малой концентрацией
дисперсной фазы.
Реологические «кривые течения» твердообразных систем в
общем случае могут быть представлены следующим образом
(рис. 6.20).
Если сдвиговые усилия не превышают предела прочности
пространственной структуры деформируемого материала, то
происходит медленное движение среды с постоянной наиболь-
шей вязкостью. Очень медленное движение материала идет без
разрушения структуры или с частичным ее разрушением и од-
новременным восстановлением.
337
Рис.6.20. Реологические кривые для твердообразных систем:
а) - зависимость градиента скорости от напряжения сдвига; б) — зависи-
мость логарифма эффективной вязкости от напряжения сдвига: 0-1 - зона
упругих деформаций; 1-2 - зона пластического трения с наибольшей вяз-
костью: z/q = (0 — 0ст ) / f - наибольшая пластическая вязкость по Шве-
дову; 2-3 - начало зоны лавинного разрушения структуры; 3-4 - зона вяз-
копластического течения: Т]о = {0 — 0ст ) / £ - наименьшая пластическая
вязкость по Бингаму; 5 - зона ньютоновского течения с постоянной вяз-
костью предельно разрушенной структуры.
Эта область 1-2 называется Шведовской областью пластиче-
ского течения с наибольшей вязкостью
% =
(6.40)
338
где ~ условно-статический предел текучести, предельное на-
пряжение сдвига, соответствующее первоначальному разруше-
нию структуры; у - градиент скорости;
2-3 - зона лавинообразного разрушения структуры;
3-4 - зона вязкопластичного течения с наименьшей пластич-
ной вязкостью по Бингаму
77 = ^—(6.41)
У
4-5 — зона ньютоновского течения с постоянной вязкостью
предельно разрушенной структуры.
Определение реологических свойств обрабатываемых вязких
и вязко-пластичных материалов осуществляется на капиллярных
вискозиметрах и реометрах различных конструкций.
Капиллярный вискозиметр представляет собой цилиндриче-
ский канал (капилляр) и систему измерения расхода материала —
(q) и давления - (/?), продавливающего через него исследуемый
материал. По полученным значениям q пр определяют главные
характеристики «потока» - напряжение сдвига (т) или вязкость
(р) в функции градиента скорости (у). Длина капилляра должна
быть достаточной, чтобы на значительной его части существо-
вал установившийся профиль скоростей.
Сущность ротационной вискозиметрии состоит в определе-
нии связи напряжения сдвига на поверхности внутреннего ци-
линдра с градиентом скорости на той же поверхности.
Ротационный вискозиметр пригоден для измерения вязкости
ньютоновских жидкостей, пластичных дисперсных систем, рас-
плавов полимеров.
Для числового определения реологических параметров высо-
ковязких пластичных материалов разработаны приборы и мето-
ды. Однако в силу специфических свойств вязко-пластичных
материалов эти приборы часто оказываются непригодными для
реологических исследований. Реологическую характеристику
вязко-пластичного материала, как правило, получают в виде
графика зависимости вязкости (или напряжения сдвига) от гра-
339
диента скорости. С точностью, достаточной для инженерных
целей, могут быть получены сведения о поведении материала в
процессе деформации, если воспользоваться понятием эффек-
тивной (аномальной) вязкости.
Аномалия вязкости была обнаружена Ф.Н. Шведовым и за-
ключалась в том, что замеренная вязкость уменьшалась с увели-
чением градиента скорости вопреки существующему представ-
лению о постоянстве этого коэффициента в формуле Ньютона.
Понятием эффективной вязкости очень удобно пользоваться,
т. к. это дает возможность вместо 20 критериев, описывающих
поведение вязко-пластичных материалов при их деформации,
пользоваться практически зависимостью р — f (у) .
Для упрощения выводов расчетных зависимостей допускают
/л.эф — const, т.е. что коэффициент отражает некоторое «сред-
нее» значение вязкости, определяемое некоторым «средним»
значением градиента скорости «потока» среды в рабочем канале
(Уср.а), образованное воздействующими на среду стенками эле-
ментов машин. Такое «усреднение», безусловно, сказывается на
точности расчетов. Тем не менее, для определения энергосило-
вых параметров формующих машин все большее применение
находит практика характеристики реологических свойств обра-
батываемых материалов зависимостью	• Полу-
ченные таким способом расчетные результаты хорошо совпада-
ют с экспериментальными данными, и точность полученных
расчетных уравнений в основном зависит от точности определе-
ния реологических характеристик перерабатываемой вязко-
пластичной массы.
Полная реологическая кривая пластичной глины может быть
построена при помощи лабораторных установок, которые соот-
ветствуют физическим моделям реальных машин. В качестве
таких установок были использованы лабораторные вальцы,
пресс с конусом и глинорастиратель. Предварительные теорети-
ческие исследования показали, что изменение величины рас-
порных усилий в вальцах, давления и расхода обрабатываемого
материала в конусной головке ленточного пресса, максимально-
340
го давления на стенке глинорастирателя пропорциональны из-
менению вязкости глиномассы и геометрическим параметрам
рабочего канала установки.
Рассчитав для каждого случая градиент скорости и построив
график зависимости «вязкость - градиент скорости» для каждой
машины, можно путем сравнения этих графиков сделать вывод
о достоверности предлагаемой методики. Совпадение получен-
ных значений вязкости при соответствующих значениях гради-
ентов скорости для всех трех установок подтвердило положе-
ние, согласно которому реологические свойства пластичных
глин могут характеризоваться реологической кривой в коорди-
du	du	_ _
натах п--------, где --- — градиент скорости течения обраба-
эф dy	dy
тываемого материала.
На рис. 6.21 представлен график зависимости эффективной
вязкости от градиента скорости глины, полученный на моделях
вальцов и пресса. Как видно из графика, обе кривые, получен-
ные на моделях разных машин, достаточно близки друг к другу.
На рис. 6.22 показан график зависимости вязкости от гради-
ента скорости Кембрийской глины в интервале их формовочной
влажности в диапазоне градиентов скоростей работы глинооб -
рабатывающего оборудования. График построен в логарифми-
du
ческих координатах, в которых зависимость ц--------пред-
ки
ставляет собой прямую линию.
Для математического описания этой графической зависимо-
сти наиболее пригодно степенное уравнение вида

(6-42)
Параметр сможет быть легко найден из графика, т.к. тангенс
угла наклона прямой равен (^- 1). С другой стороны, при гра-
341
диенте скорости, равном I, 1g— — 0, и коэффициент /// опре-
dy
du
деляется по отрезку, отсекаемому прямой на ординате-= 1.
dy
Чем выше вязкость материала, тем выше расположена его пря-
мая на графике.
Рис. 6.21. Реологическая кривая глнномассы Галицынского кера-
мического завода:
/ - с учетом упругих и пластических свойств (конус); 2, 3 - с учетом
только пластических свойств (2 - цилиндр 00,062 м; 3 - цилиндр
00,012 м).
342
Рис. 6.22. График зависимости вязкости от градиента скорости
Бескудниковской глиномассы влажностью:
1-Г - 22 %; 2-2' - 24 %; 3-3' - 26 %; 1-Г - 22 % и Кембрийской глино-
массы влажностью: 4-4' - 20 %; 5-5' - 24,5 %; 6-6' - 26 %; I - участок
кривых, получаемых на щелевой насадке шнекового пресса; II - кри-
вая, получаемая на глинорастирателе для Бескудниковской глиномас-
сы влажностью 24 %; III - участок кривых, получаемых на лаборатор-
ной валковой установке.
343
Таким образом, путем сравнения реологической кривой ис-
следуемой глины с реологической кривой изученной, можно на
основании графика не только качественно оценить деформатив-
ные свойства интересующего нас материала, но, учитывая одно-
значную зависимость усилий, возникающих в узлах машин, от
вязкости материала и их геометрических характеристик, графи-
чески определить ориентировочную величину' основных пара-
метров этих машин, являющихся исходными при их дальней-
ших расчетах.
344
Глава 7. ОБЕЗВОЖИВАНИЕ И ФИЛЬТРОВАНИЕ
7.1. Обезвоживание нерудных
и других строительных материалов
При переработке (обогащении) нерудных и других строи-
тельных материалов некоторые технологические процессы со-
провождаются обязательным присутствием в материале воды
или глины (промывка, гидроклассификация, отсадка, обогаще-
ние в тяжелых средах, приготовление шламов и пульпы и др.).
Содержащуюся в материале влагу подразделяют на внутреннюю
и внешнюю [21, 58, 65, 83].
Внутренней влагой называют влагу, содержащуюся в кри-
сталлической решетке тела. Удалить ее можно при обжиге или
при прокаливании материала.
Внешнюю влагу подразделяют на гигроскопическую, пле-
ночную, капиллярную и гравитационную. Гигроскопическая
влага удерживается на поверхности минеральных частиц ад-
сорбционными силами . Доля ее в общей влажности обычно не-
велика. Пленочная влага удерживается силами молекулярного
притяжения между частицами твердого тела и воды. Она обво-
лакивает частицы более толстой пленкой, чем гигроскопическая
влага. Капиллярная влага заполняет поры между частицами ма-
териала частично или полностью в зависимости от размера пор.
Она удерживается капиллярными силами и может перемещаться
под действием сил капиллярного давления. Гравитационная вла-
га заполняет все промежутки между частицами и может пере-
мещаться относительно частиц под действием силы тяжести.
В зависимости от содержания влаги материалы (продукты)
подразделяют на жидкие (обводненные), мокрые, влажные, воз-
душно-сухие и сухие [21, 83].
Жидкие материалы характеризуются большим разжижением,
они текучи. Количество влаги (воды) в них равняется не менее
40% (шламы, пульпы и др.).
Мокрые материалы содержат меньше воды, чем жидкие. Ес-
ли такие продукты представлены мелкими фракциями, то они
345
растекаются. Часть воды из них выделяется при транспортиро-
вании, перегрузке и непродолжительном хранении. Влажность
этого материала колеблется от 15 до 40 %.
Для жидких и мокрых материалов характерно присутствие
внешней влаги (воды) во всех ее видах.
Влажные материалы являются промежуточными между мок-
рыми и воздушно-сухими. Они практически не текучи. Содер-
жание влаги в них не превышает 15 %. Примером таких мате-
риалов могут служить формовочные строительные смеси (сили-
катные, керамические, огнеупорные и др.).
Воздушно-сухие материалы представляют собой сыпучие
материалы, поверхность которых вследствие гигроскопичности
незначительно увлажнена находящимися в воздухе парами во-
ды. Иногда воздушно-сухими называют материалы с влажно-
стью в несколько процентов (2-5 %).
К сухим продуктам относят материалы, не содержащие
внешней влаги.
Влажность W определяется отношением массы воды (влаги)
в материале (тв) к массе влажного продукта (т/)
W =	~ -?- • 100 =	• 100, %,	(7.1)
т{	mt
где tn/ и т2 — соответственно масса влажного и сухого материа-
ла; т„ - масса воды (влаги) в материале.
Массу сухого материала определяют после сушки при темпе-
ратуре 105 °C для удаления гигроскопической влаги.
Для удаления влаги используют следующие способы обезво-
живания: дренирование, сгущение, фильтрация, центрифугиро-
вание, сушка и др.
Выбор и применение способа обезвоживания материала за-
висит от физико-механических и технологических свойств, ха-
рактера и распределения влаги в материале, ее количества и ко-
нечной влажности готового продукта и других факторов.
346
Наиболее экономичным способом обезвоживания является
естественное дренирование, наиболее дорогим - искусственная
сушка.
Дренирование — процесс естественной фильтрации жидкости
через промежутки между твердыми частицами под действием
силы тяжести и реже при дополнительном воздействии механи-
ческих колебаний.
Примером дренирования жидкости через слой твердых час-
тиц является обезвоживание в штабелях. Удаление влаги из ма-
териала в штабеле зависит от продолжительности ооезвожива-
ния, высоты штабеля, наличия И качества постели, ее грануло-
метрического состава, способа укладки материала, смачиваемо-
сти поверхности частиц, вязкости жидкости и др. В штабеле
различают две зоны: верхнюю, в которой промежутки между
частицами материала заполнены в основном воздухом, и ниж-
нюю, в которой промежутки между частицами заполнены водой.
Высота нижнего слоя соответствует высоте капиллярного подъ-
ема жидкости. При обезвоживании в штабелях среднезернисто-
го материала высота капиллярного подъема жидкости может
достигать 2-3 м.
Обезвоживание может производиться также в бункерах, на
складах, элеваторах, конвейерах, дуговых ситах, грохотах, клас-
сификаторах и т. д.
Обезвоживание в бункерах применяется для материала круп-
ностью более 10 мм. Скорость обезвоживания зависит от круп-
ности и загрязненности материала и высоты бункера. Влажность
готового продукта после обезвоживания в бункерах в течение 6-
24 ч. ориентировочно составляет 6-15 % и зависит от крупности
материала [65, 83].
В последнее время проводятся испытания по обезвоживанию
нерудных строительных материалов способом вымораживания
влаги (сублимации), с применением поверхностно-активных
веществ (ПАВ) при обезвоживании на виброгрохотах, комбини-
рованными и другими способами.
Обезвоживание на элеваторах и других транспортирующих
средствах применяют в качестве промежуточной операции и
347
совмещают с подъемом и транспортированием материала. Со-
держание влаги в обезвоженном продукте составляет 18-30 %
и зависит от крупности материала и продолжительности обез-
воживания.
В табл. 7.1. приведены основные способы обезвоживания и
их характеристики.
Таблица 7.1
Характеристика способов обезвоживания
Способ обез- воживания	Оборудование для обезвоживания	Характеристика материала	Влажность, %	Производи- тельность, т/ч
Дренирование	Штабели, склады дренажные	Крупный и мел- кий щебень, песок	4-5 ДО 14	
	Бункеры	Крупный и мел- кий щебень	9-16	
	Элеваторы	Крупный и мел- кий щебень	16-20	до 200
Обезвожива- ние	Грохоты инерци- онные	Крупный и мел- кий щебень	4-12	до 400
	Дуговые сита	Мелкий щебень	16-18	до 500
Центрифу- гирование	Центрифуги	Мелкий щебень, песок	8-15	80-350
Сгущение	Г идроциклоны, сгустители	Шлам, пульпа	2-4	10-200
Сублимация	Установки для сублимации	Песок, шлам, пульпа	2-4	10-100
Фильтрование	Барабанные, дис- ковые, ленточные вакуум-фильтры	Песок, шлам, пульпа	9-10	10-100
Сушка	Прссс-фильтры, барабанные су- шилки	Песок, шлам	2-3	50-150
Обезвоживание на виброгрохотах осуществляют для мате-
риала с большим содержанием воды и во время его промывки.
Сгущение, фильтрация и центрифугирование не получили
широкого распространения в практике обогащения нерудных
строительных материалов.
348
Сгущение - осаждение из пульпы твердых частиц под дейст-
вием силы тяжести или центробежной силы. Оно является пред-
варительной операцией обезвоживания.
Фильтрация - выделение из пульпы твердых частиц путем
пропуска ее через пористую перегородку. Осуществляется
обычно после операции сгущения. Жидкая фаза проходит через
поры перегородки и собирается в виде фильтрата, а твердая за-
держивается на поверхности в виде осадка - кека, который за-
тем удаляется.
Различают фильтрование под вакуумом и фильтрование под
давлением (пресс-фильтрование). При фильтровании под вакуу-
мом разность давлений составляет ниже 0,1 МПа.
Центрифугирование - процесс отделения воды от твердых
частиц под действием центробежных сил. Применяется при
обезвоживании мелкозернистых материалов.
Удаление влаги комбинированным способом обезвоживания
с применением поверхностно-активных веществ (ПАВ) основа-
но на частичной гидрофобизации поверхности частиц материала
и снижения их влажности за счет уменьшения поверхностного
натяжения воды на границе с воздухом. При частичной гидро-
фобизации на поверхности материала образуется тончайшая во-
доотталкивающая пленка, снижающая влажность материала и
поверхностное натяжение воды. В результате этого увеличива-
ется водоотдача при обезвоживании на виброгрохотах. Матери-
ал после обезвоживания практически не подвергается смерза-
нию. В качестве ПАВ используются водный раствор сульфоме-
тила, водный раствор углеводной части растворимой смолы,
водный раствор вторичных алкилсульфатов натрия, водный рас-
твор препарата ОП 7, ОП- 18 и др.
7.2. Фильтрование жидких систем
Фильтрование применяют для разделения жидких систем
(суспензий, шламов и т. п.) на твердую (осадок) и жидкую
(фильтрат) составляющие системы. По степени крупности час-
349
тиц материала в жидкости суспензии подразделяются на грубые
(размер частиц более 100 мкм); тонкие (размер частиц от 100 до
0,5 мкм); мути (размер частиц не более 0,5 мкм) и коллоидные
растворы (размер частиц менее 0,5мкм). В практике производст-
ва строительных материалов встречается множество суспензий с
разными размерами частиц, т. е. полидисперсные системы [29].
При фильтровании суспензия поступает на пористую фильт-
рующую перегородку, через которую жидкая часть (фаза) про-
ходит, а частицы остаются на фильтрующей перегородке в виде
осадка.
Для движения жидкости в порах осадка и фильтрующей пе-
регородки необходимо создать перепад давления по сторонам
фильтрующей перегородки, который является движущей силой
процесса фильтрования. Этот перепад может создаваться за счет
разрежения (вакуум-фильтры) или давления (фильтры под дав-
лением) с одной стороны фильтрующей перегородки.
Фильтрующие перегородки изготавливают из различных ма-
териалов: хлопчатобумажных тканей (бязь, миткаль, диагональ
и др.); шерстяных тканей (сукно, байка, войлок и др.); синтети-
ческих волокон (поливинилхлорид, перхлорвинил, полиамид,
виньон, саран, орлон, лавсан и др.); тканей из волокон мине-
рального происхождения (асбест, стекло и др.) и др. В послед-
нее время применяют пористые металлические, керамические,
металлокерамические и другие фильтрующие перегородки. Вы-
бор той или иной фильтрующей перегородки зависит от порис-
тости, химической стойкости, механической прочности, тепло-
стойкости и других параметров.
Интенсивность фильтрования характеризуется скоростью
фильтрования, т. е. количеством фильтрата, проходящего через
единицу фильтрующей поверхности в единицу времени и запи-
сывается в виде зависимости [29, 47, 73]
^Ф=(^Ф^т)/Рф,	О-2)
350
где Уф - объем (количество) фильтрата, м‘; Рф — площадь по-
верхности фильтрующей перегородки, м , г - продолжитель-
ность (время) фильтрования, с.
В общем виде закон фильтрования записывается в виде
dV _ ДР
dr R
»ф =&P/R>
(7-3)
где ЛУф - производительность по фильтру за время dr; dV^/dr -
скорость фильтрования; dp - перепад давления (движущая сила
фильтрования); R - сопротивление фильтрованию.
Из уравнений (7.2) и (7.3) получим
УУф)/(Р^т) = Ьр/Р.
(7-4)
Так как поток фильтрата в порах осадка и фильтрующей пе-
регородки характеризуется малыми значениями числа Рей-
нольдса (Re<35), что соответствует ламинарному движению
жидкости, то критериальное уравнение движения потока фильт-
рующей жидкости имеет вид
Ей = (110/Re)(e/J3J,	(7.5)
или в явной форме
ЛрЦрОф) = 110р/(и^экр)(£/<),	(7.6)
где Ей - число Эйлера; Re - критерий Рейнольдса; Др - перепад
давления на фильтрующей поверхности, Па; р — плотность фильт-
рата, кг/м3; Ьф - скорость прохождения фильтрата через перегород-
ку, м/с; d3K — эквивалентный диаметр пор, м; I - длина пор, м; р —
динамический коэффициент вязкости фильтрата, Па • с .
Используя зависимости (7.5) и (7.6), получим выражение для
сопротивления фильтрованию
351
й = (иоргу
/ d.K

Общее сопротивление фильтрованию R складывается из со-
противления фильтрующей перегородки R4, и сопротивления
слоя осадка на перегородке
2? — Яф + Ro.
(7-8)
Из уравнения (7.8) следует, что R зависит от вязкости фильт-
рата и размеров пор фильтрующей перегородки. Выражая со-
противление перегородки через эквивалентное сопротивление
условного слоя осадка, получим
R =n(Rn + г0£0),
(7-9)
где Rn — коэффициент, учитывающий сопротивление фильт-
рующей перегородки, м"1; г0 - удельное сопротивление осадка,
м’2; £0 - толщина слоя осадка, м.
Если из 1 м3 прошедшей через фильтрующую перегородку
жидкости (фильтрата) отделяется S м3 осадка, то толщина слоя
осадка определяется из выражения
£0=(Уф/8)/Рф.	(7.10)
Подставив в уравнение (7.8) значение R из уравнения (7.9) и
значение из уравнения (7.10), получим соотношение

(7.11)
или
352
(7-12)
В зависимости от величины Др режим фильтрования может
быть разным.
Если Др = const. то по мере накопления осадка скорость
фильтрования убывает, и такое фильтрование называют
нестационарным.
Если с увеличением толщины слоя осадка 70 увеличивается
Др, т. е. градиент давления в слое остается постоянным, то
/ о
и скорость фильтрования остается постоянной	= covisl^, и
такое фильтрование называют стационарным.
В промышленности наибольшее распространение имеет не-
стационарное фильтрование.
Для нестационарного фильтрования из уравнения (7.12) по-
сле интегрирования в пределах 0 - Уф и 0 - т, получим
(7-13)
353
Обозначим в уравнении (7.13)
/(2Лр)
через а (коэффи-
циент фильтрования, характеризующий сопротивление осадка,
отнесенное к 1 м2 поверхности фильтрования);
в (коэффициент фильтрования, характеризующий сопротивле-
ние фильтрующей перегородки, отнесенное к 1 м2 поверхности
J7 /
фильтрования);	через V (объем фильтрата, прошедшего
/ ^Ф
м2 поверхности фильтрования) и S через
V /	,
= (объем осадка, приходящийся на 1 м
/ УФ
фильтрата, получим уравнение для нестационарного фильтрова-
ния в общем виде
т-aV2+eV.
(7.14)
Коэффициенты фильтрования а и в находят по данным экс-
перимента.
По результатам эксперимента строят графические зависимо-
С™Л^ДГ ~ 1РИС- 7-0 и И = f (г) (рис. 7.2). Показатель
V означает количество фильтрата, отнесенное к единице
фильтрующей поверхности. На оси абсцисс влево от точки О
откладывают отрезок OS, равный г0 (вспомогательное время на
подготовку установки к работе, т0 « 0,15 — 0,30 ч ). Из точки S
проводят касательную к кривой и из точки касания опускают
перпендикуляр. Точка пересечения с осью т и будет найденным
значением продолжительности фильтрования заданной жидкой
системы.
354
Глава 8. ПСЕВДООЖИЖЕНИЕ
8.1. Общие сведения
За последние годы широкое применение в производстве
строительных материалов (при классификации, гранулировании,
смешении, транспортировании, обогащении и др. технологиче-
ских операциях) получил процесс псевдоожижения. Физическая
сущность процесса псевдоожижения сыпучих материалов за-
ключается в следующем. Если через слой материала, располо-
женного на решетке (сите, колоснике и т. п.), пропустить псев-
доожижающий агент (газ или жидкость), то частицы материала
могут приобрести подвижность за счет обмена энергией со
взвешивающим потоком. Такое состояние сыпучего материала
получило название псевдоожижения, а образовавшуюся взвесь
называют взвешенным или псевдоожижающим слоем [47, 69].
При псевдоожижении слой материала принимает форму ра-
бочей камеры с почти горизонтальной поверхностью (без учета
поверхности всплесков). Текучесть и поверхностное натяжение
по аналогии с жидкостью и его состояние оказываются разными
в зависимости от скорости потока. Частицы материала, имею-
щие меньшую плотность и размер, перемещаются (выплывают)
вверх, а частицы большей плотности и размера — вниз (тонут).
Процесс и техника псевдоожижения обладают рядом пре-
имуществ: обеспечивают замену периодических (циклических)
процессов непрерывными, особенно при транспортировании
материалов по трубам; резко уменьшают термическое и диффу-
зионное сопротивление в газовой среде; увеличивают скорость
процесса и др. Наряду с достоинствами псевдоожижение имеет
и недостатки. Так, вызванное интенсивным перемешиванием
частиц материала выравнивание температур и концентраций в
слое приводит к уменьшению движущей силы. Снижается вы-
ход готового продукта из-за возможности выноса газа без доста-
точного контакта с частицами материала. Наблюдается также
износ частиц материала и оборудования и др.
355
8.2. Закономерности процЗссса псевдоожижения
Как отмечено выше, состояние сл-лоя сыпучего материала при
псевдоожижении зависит от скоростти потока газа или жидкости.
На рис. 8.1. приведены графические16 зависимости (кривые псев-
доожижения) перепада статического^ давления в слое материала
от скорости псевдоожижающего агента. При увеличении скоро-
сти потока от 0 до некоторого перового критического значения
происходит обычный процесс фильтГрования, при котором части-
цы материала неподвижны. На грРафике (рис. 8.1) процессу
фильтрования соответствует восходяЯщая прямая ОА. При малых
размерах частиц материала и невысоких скоростях фильтрования
псевдоожижающего агента режим пДСевдоожижения является ла-
минарным. В случае больших разме'Р011 частиц материала и при
достаточно высоких скоростях псевдоожижающего агента пере-
пад давления может расти нелинейнс0 с увеличением скорости, т.
е. наблюдаются переходный и турбулентный режимы. Переход от
режима фильтрования к режиму псевдоожижения соответствует
на графике критической скорости псевдоожижающего агента vKp
(точка А), называемой скоростью начала псевдоожижения. В на-
чале псевдоожижения масса частиц ^Материала, приходящаяся на
единицу площади поперечного сечен?Ня камеры, уравновешивает-
ся силой гидравлического сопротивления слоя [47, 69]
(8-1)
С учетом архимедовых сил, действующих на частицы слоя,
выражение (8.1) можно представить Р виде
ДРс =(А “РД1 "ec)h
(8-2)
где рт и ра - соответственно плотность частиц материала и
псевдоожижающего агента; hc - высота неподвижного слоя; ес
— порозность неподвижного слоя (относительный объем пустот
в неподвижном слое).
356
£с =—-------
с К-
(8.3)
где Vc и Ут— соответственно объем неподвижного слоя и частиц
материала; рс — плотность неподвижного слоя.
Начиная со скорости vKp в начале псевдоожижения и выше,
сопротивление слоя сохраняет почти постоянное значение, и
зависимость Д/?с = f(p) выражается прямой АВ, параллельной
оси абсцисс. Так как перепад давления в псевдоожижающем
слое Лрс практически остается постоянным, высоту расширив-
шегося слоя можно определить из выражения [47, 69]
Дрс = (рт ~ра^~ес)hc = (рт - ра Х1 -£>,	(8.4)
откуда
Л =	/ hc.	(8.5)
(l-s)
В зависимости от свойств псевдоожижающего потока и его
скорости может происходить несколько стадий процесса псев-
доожижения. При скорости псевдоожижающего агента, незна-
чительно превышающей vKp, т.е. V > V, происходит однород-
ное (спокойное) псевдоожижение (рис. 8.1, б). По мере роста
скорости при псевдоожижении газом в слое возникают ком-
пактные массы газа (пузыри, каверны), интенсивно турбулизи-
рующие частицы материала и образующие всплески сыпучего
материала на поверхности. При этом наблюдается активная
пульсация статического и динамического напора псевдоожи-
жающего агента. Такой характер гидродинамики слоя называет-
ся неоднородным псевдоожижением (рис. 8.1, в). При достиже-
нии некоторого второго критического значения скорости vy ,
называемой скоростью уноса, частицы материала начинают вы-
357
носиться из слоя (рис. 8.1, г) и их количество в камере уменьша-
ется. Прозрачность такого слоя стремится к 1 и сопротивление
слоя правее точки В (рис. 8.1, а) падает. Кривая ОАВ называется
кривой идеального псевдоожижения.
Рис. 8.1. Зависимости (кривые) перепада статического давления в
слое материала от скорости псевдоожижающего агента:
а — идеального псевдоожижения; б - реального псевдоожижения; в -
полного псевдоожижения для полидисперсного материала; г - псевдо-
ожижения слоя с поршнеобразованием и каналообразованием
На практике действительная кривая псевдоожижения
(рис.8.1, б) отличается от идеальной кривой. Крутизна реальной
кривой псевдоожижения определяется плотностью засыпки
(упаковки) частиц материала. При более плотной упаковке со-
противление слоя выше и кривая круче (рис. 8.1, б, 1), при рых-
лой упаковке - кривая положе (рис. 8.1, б, 2). При постепенном
уменьшении скорости псевдоожижающего агента и переходе
слоя от псевдоожиженного состояния к плотному угол наклона
кривой уменьшается (рис. 8.1, б, 3). Для полидисперсных мате-
риалов, как правило, наблюдается переходная зона скоростей
между режимами фильтрования и псевдоожижения (рис. 8.1, в).
Вначале при скорости t>'p приходят в движение мелкие частицы
358
материала. По мере приближения к скорости 1?'^ большая часть
частиц материала взвешивается и наступает процесс псевдо-
ожижения (полный). В реальных условиях поведение (состоя-
ние) слоя во многом зависит от конструкции камеры. При боль-
ших значениях отношения
камеры сопротивление слоя
превышает расчетную Лр( и образуются «пробки» (рис. 8.1, г,/).
Напротив, при малых значениях	и наибольших скоро-
/ ик
стях псевдоожижающего агента могут возникать сквозные кана-
лы и застойные зоны в материале и общее сопротивление слоя
оказывается меньше расчетной величины(рис. 8.1, г, 2).
Для характеристики интенсивности перемешивания частиц
материала в кипящем слое используется число псевдоожижения,
определяемое из отношения
(8.6)
где Оф — фактическая скорость фильтрования; икр — критиче-
ская скорость фильтрования, при которой сыпучий материал
переходит в кипящее состояние.
Скорость воздуха, соответствующая началу псевдоожиже-
ния, может быть рассчитана по формуле Лева
1^=9,35.10-’! d
\0,94
Рт ~ Рв
Рв >
(8.9)
где d7 - диаметр частиц материала, м ; v - кинематический ко-
эффициент вязкости воздуха, м2/с; рт — плотность частиц мате-
риала, кг/м3; рв - плотность воздуха, кг/м3.
359
Глава 9. ДОЗИРОВАНИЕ СЫПУЧИХ
И ЖИДКИХ МАТЕРИАЛОВ
9.1. Дозирование строительных материалов
и жидких продуктов
Современное производство строительных материалов, изде-
лий и конструкций характеризуется широким использованием
многокомпонентных строительных смесей. При их приготовле-
нии значительное внимание отводится технологическому про-
цессу дозирования.
Дозированием называется процесс отмеривания определен-
ного количества (объема, массы) материала или жидкости с за-
данной точностью (погрешностью).
Дозирование происходит от слова дозировать - отмеривать
дозу. Устройства для дозирования сыпучих материалов и жид-
ких продуктов называются дозаторами. Дозирование сыпучих
материалов и жидких продуктов в настоящее время является
обязательным технологическим процессом при производстве
материалов и изделий высокого качества.
Дозирование можно классифицировать по следующим ос-
новным признакам: назначению; принципу действия (отмерива-
нию дозы); характеру работы; интенсивности отмеривания
(взвешивания); контролю точности дозирования; способу
управления и др.
По назначению дозирование подразделяется на дозирование
сыпучих кусковых и порошкообразных (дисперсных) материа-
лов, жидкостей и жидких продуктов (шламов, суспензий и т. д.).
По принципу действия (отмериванию дозы) дозирование де-
лится на объемное и весовое (массовое) и реже на смешанное
(при приготовлении керамзитобетона)
По характеру работы дозирование подразделяется на цик-
личное (дискретное) и непрерывное. При цикличном дозирова-
нии отмеривание дозы происходит в мерной или весовой емко-
стях (бункерах). После отмеривания дозы емкости освобожда-
ются от материала или жидкости и процесс дозирования повто-
360
ряется. При непрерывном дозировании сыпучий материал или
жидкость подаются (транспортируются) непрерывно с заданной
объемной или массовой производительностью.
Технологические схемы дискретного (цикличного) действия
обычно базируются на общераспространенной схеме дозирова-
ния: расходный бункер — зал вор (питатель) - цикличный дозатор
с мерной емкостью (бункером). По этой схеме для каждого ра-
бочего цикла требуется провести следующие рабочие операции:
открыть и закрыть затвор (шибер) расходного бункера; провести
сначала грубое, а затем точное дозирование (взвешивание) дозы;
открыть и закрыть затвор дозатора. Каждая из перечисленных
операций требует установки соответствующих автоматических
устройств.
По интенсивности отмеривания (взвешивания) дозирование
делится на одностадийное и двухстадийное. Двухстадийное до-
зирование предусматривает предварительный набор массы ма-
териала (грубое дозирование) и окончательную досыпку (точное
дозирование) до заданной общей дозы материала. Это делается
для повышения точности дозирования за счет уменьшения коле-
бания весовой системы.
По контролю точности дозирования (взвешивания) дозирова-
ние подразделяется на цикличное (дискретное) и непрерывное.
По способу управления дозирование может быть с местной
установкой заданных порций; с местной установкой и дистан-
ционной передачей показаний и с дистанционной установкой
заданных порций материала и передачей показаний.
Схема дозирования дискретного (цикличного) действия (рис.
9.1) включает устройство управления (УУ), функционирующее в
автоматическом режиме.
С пульта оператор вводит в систему значение заданной мас-
сы дозы материала Pz. После чего УУ формирует сигнал для
включения электродвигателя М винтового питателя 3, и матери-
ал начинает поступать из бункера 4 в бункер дозатора 2. По ме-
ре поступления материала в бункер 2 дозатора ось стрелки ци-
ферблатного указателя 6 поворачивается по часовой стрелке при
помощи рычажной системы 5. Угол поворота стрелки с помо-
361
щъю датчика Д преобразуется в сигнал, поступающий в УУ, ко-
торое в соответствии с алгоритмом функционирования опреде-
ляет момент (время) и формирует сигналы выключения винто-
вого питателя 3 и открытия разгрузочного секторного затвора 1
пневмоцилиндром 7.
Рис. 9.1. Схема дискретного (цикличного) дозирования:
“ секторный затвор; 2 - бункер дозатора; 3 - винтовой питатель; 4 -
пРиеМно-расходный бункер; 5 - рычажная система дозатора; 6 - ци-
ферблатный указатель; 7- пневмоцилиндр; Д- датчик; УУ-устройст-
во Управления; М - электродвигатель винтового питателя; Р, - задан-
ное Значение массы материала; Рд - действительное значение массы
материала.
Алгоритмы управления процессом набора дозы могут быть
Р^Ные. Их эффективность существенно зависит от метода оп-
ределения момента формирования сигнала управления винто-
вым питателем [3].
В алгоритме управления предполагается, что значение массы
материала в бункере дозатора Рд (/,) в каждый момент времени в
точности соответствует значению сигнала на выходе датчика Д.
В начале процесса УУ формирует сигнал включения питателя.
По мере поступления материала в дозатор изменяется текущее
значение массы Р;Д) и в УУ проверяется условие Рд(1) - Pz до
тех пор, пока это условие не будет выполнено. Когда масса ма-
362
териала в бункере 2 дозатора, определенная по текущему значе-
нию сигнала датчика, станет равной заданному' значению массы
дозы Pz, УУ формирует сигнал выключения питателя, после че-
го процесс набора дозы материала заканчивается.
Для определения момента выключения винтового питателя 3
используют бесконтактные путевые датчики БК, БК-А и др.
Простейший алгоритм набора дозы имеет низкую точность
дозирования, т. к. не учитывает наличия потока материала, на-
ходящегося в процессе падения в момент измерения текущей
массы; динамического воздействия этого потока на грузоприем-
ное устройство, обусловленного непрерывными ударами частиц
падающего материала о материал в бункере дозатора; наличия
переходных процессов и др.
Масса дозы материала Pz в конце процесса отмеривания от-
личается от значения Pjfli), определенного в момент tt форми-
рования сигнала выключения питателя. В реальных системах
РдРА > Pz- Разность Рд(11) -Pz = АР называется ошибкой систе-
мы. Уменьшить ошибку можно применением в алгоритме опе-
режающих данных по учету падающего потока материала. В
отличие от простейшего алгоритма в сложном алгоритме на ос-
новании значения сигнала Рд(1) вычисляется прогнозируемое
значение массы материала Pn(ti), которая окажется в бункере
дозатора по окончании процесса дозирования.
РП(Р> = РД(1) + АП,	(9.1)
где Ап - постоянный параметр в пределах интервала времени
набора заданной дозы.
Если Ад принять равным среднему значению ошибки системы,
то постоянная составляющая ошибки набора дозы окажется равна
О, что более чем в два раза повышает точность дозирования. По-
этому' вместо путевых датчиков в системах применяют высокоточ-
ный преобразователь угол-код на базе сельсина [3,17, 30, 63].
На рис. 9.2 приведена схема непрерывного дозирования сы-
пучих материалов.
363
Принцип дозирования состоит в следующем. Положение гру-
за 1 на консольной подвеске 2 выбирается таким, чтобы m?pgl2 =
m^gl], Если плотность материала возрастает, то тм увеличива-
ется против заданной величины и консоль 2 поворачивается от-
носительно точки О на некоторый угол. При этом рычажная
система 3 опускает шибер 5 и соответственно уменьшает тол-
щину слоя материала Л, т. е. снижает тм до заданного значения.
Если плотность материала уменьшается, то все происходит в
обратном порядке: шибер поднимается и увеличивает тм до за-
данного значения. Точность дозирования по такой схеме не-
большая [2, 3, 17].
Рис. 9.2. Схема непрерывного дозирования сыпучих материалов:
1 — уравновешивающий груз; 2 — подвеска питателя: 3 — рычажная сис-
тема привода шибера (заслонки); 4 - бункер; 5 - шибер (заслонка); 6 -
питатель ленточный.
Непрерывное дозирование при Q»const осуществляется
несколькими способами: поддерживая постоянную скорость ц
измеряя Шм и воздействуя на загрузочное устройство, изменять
его производительность; измеряя тм и воздействуя на привод
дозирующего устройства, изменять скорость и; измеряя и изме-
няя оба параметра /Ид/ и V. Следовательно, первый способ осу-
ществляет регулирование дозы (производительности) по массе
материала; второй - по скорости транспортирования материала,
и третий - по двум параметрам одновременно.
Погрешность дозирования по двум параметрам одновремен-
но, хотя и меньше, чем при первом и втором способах, все же
364
остается высокой. Применяя другие схемы дозирования, напри-
мер, схему двухстадийного дозирования, можно значительно
снизить погрешность дозирования.
На рис. 9.3 приведена схема непрерывного весового дозиро-
вания жидких продуктов (шлама, суспензии) и порошкообраз-
ных материалов (цемента, сырьевой муки, пресс-порошка, пыли
и др.) в независимости от их вязкости и плотности с использо-
ванием питающего диска с лопастями [2].
Рис. 9.3. Схема непрерывного
весового дозирования:
1 — диск с лопастями; 2 - элек-
тродвигатель; 3 - редуктор с
измерительным устройством; 4
- блок датчиков; 5 - корпус; 6
- труба питающая; 7 - сливная
труба; 8 — вал приводной.
Рис. 9.4. Схема весового
дозирования с использовани-
ем дискового питателя: / -
ленточный весоизмерительный
конвейер; 2 - регулятор элек-
тронный; 3 - датчик индукци-
онный; 4 - прибор интегри-
рующий; 5 - исполнительный
механизм; 6 — диск (тарелка); 7
- бункер; 8 - привод диска; 9 —
задатчик; 10	- нож.
Шлам или сыпучий материал поступает на диск с лопастями
при свободном истечении из питающей трубы или течки. Лопа-
сти диска, извлекая материал, сообщают ему тангенциальную
скорость. При этом на валу диска создается тормозной момент,
определяемый усилием, затрачиваемым на придание материалу
365
тангенциальной скорости. Тормозной момент пропорционален
угловой скорости чувствительного элемента (диска с лопастя-
ми), квадрату его радиуса и весовому расходу материала, про-
ходящего через чувствительный элемент в единицу времени, и
обратно пропорционален ускорению силы тяжести. Момент
преобразуется механической системой измерительного устрой-
ства в перемещение плунжера индукционного датчика, который
соединяется с показывающим, регистрирующим и интегрирую-
щим вторичными приборами.
На рис. 9.4 показана схема весового непрерывного дозирова-
ния с использованием дисковых (тарельчатых) питателей [2].
Материал (известняк, добавки, гипс, клинкер и др.) поступает из
бункера (силоса) большой вместимости на ленточный весоизме-
ритель с дискового (тарельчатого) питателя и не испытывает
давление столба материала. Этот способ дозирования позволяет
использовать преимущества дискового питателя как одного из
наиболее эффективных разгрузочных устройств для силосов
(бункеров) большой вместимости, обеспечивающего надежную
разгрузку материала, а также преимущества весового учета и
дозирования.
Сигнал весового расхода, измеряемого ленточным весоизме-
рителем 7, преобразованный индукционным датчиком 3, посту-
пает на вход электронного регулятора 2 и на показывающий,
регистрирующий и интегрирующий электронный прибор 4. При
отклонении весового расхода от заданного электронный регуля-
тор 2 через исполнительный механизм 5 воздействует на изме-
нение скорости вращения диска питателя и тем самым приводит
к изменению интенсивности истечения материала из силоса
(бункера) до тех пор, пока отклонение не исчезнет и весовой
расход не станет равным заданному.
Дисковый (тарельчатый) питатель имеет привод постоянного
или переменного тока. Применение элекгродвигателя перемен-
ного тока повышает надежность и экономические показатели.
Для измерения малых расходов материалов (например, ПАВ,
вода, добавки и др.), подаваемых в цементные трубные мельни-
цы, используют дифманометры, относящиеся к приборам посто-
366
янного перепада давления [1, 30, 94]. Дифманометры, преду-
смотренные для измерения перепадов давлений на различных
типах сужающих устройств, одним словом, пневмометрических
трубках, могут быть либо показывающими с интеграторами или
без них, либо бесшкальными датчиками с индуктивной или
дифференциально-трансформаторной дистанционной связью с
вторичными приборами.
Погрешность дозирования - это отклонение массы или объе-
ма дозы материала от ее заданной (требуемой) величины [1,4,5].
Абсолютная погрешность дозирования определяется из вы-
ражений:
Шабс=Мтр-Мд,	(9.2)
^Уа6е^Утр-Мд.
(9.3)
Относительная погрешность дозирования - это отношение
абсолютной погрешности к заданной (требуемой) величине до-
зы
	ш г	М-М„
д дт	_ ш абс	_	тр	Д	д.
	мд	,	У-'’4/ Мд
	лк -	лк -к..
ЛКот1			аис 		—	-1-.	(9.5)
	V тр	Г?
В табл. 9.1 и 9.2 приведены основные параметры цикличе-
ского и непрерывного дозирования при производстве бетона и
раствора.
Продолжительность взвешивания дозы (порции) материала
при дискретном дозировании определяется из выражения [94]
/63 =3,6Л/т2Х/2т/,,с,
(9-6)
где А/тах - максимальная масса дозы материала, кг; Q,„r - тре-
367
буемая производительность питателя по заполнению бункера
дозатора, т/ч.
Таблица 9.1.
Параметры циклического дозирования при производстве
бетонов и растворов
Материал	Предел взвешивания, кг		Цикл дозирования	Г	S § чО Г Е i е- о	Класс точности
	Наи- мень- ший	Наи- боль- ший				
Цемент	20	100	60		2	2
Цемент	40	200	30		1	1
Цемент	100	500	60		2	2
Вода	40	200	60		2	2
Песок	100	500	30		2	2
Щебень	200	800	45		2	2
Щебень	400	1600	45		2	2
Керамзит	250	1300	90		3	3
Таблица 9.2.
Параметры непрерывного дозирования
при производстве бетонов и растворов
Материал	Наиболь- шая круп- ность, мм	Производи- тельность, т/ч	Класс точности
Цемент	-	4-25	1
Цемент	-	25-100	1
Щебень	40	8-40	2,5
Щебень	70	5-50	2,5
Щебень	100	10-100	2
368
Продолжительность цикла дозирования
t — t "h t +1
ij вз выгр авт 9
(9-7)
гДе tewp~ продолжительность выгрузки материала из весового
бункера, с:	- продолжительность срабатывания элементов
системы автоматики 1жт =1,5 — 2 с.
Скорость истечения материала из бункера дозатора
v » A^3,2qR ,	(9.8)
где Л - коэффициент истечения, Л = 0,4 - 0,5; q - ускорение
силы тяжести, м/с2; R - гидравлический радиус отверстия исте-
чения, м.
В работе [4] скорость истечения материала рекомендуется
определять по формуле
=	(9.9)
где QM - заданный массовый расход материала при истечении;
Fo - площадь отверстия истечения; рч - плотность частицы мате-
риала; е - порозность сыпучего материала (порошка), s = (рч -
А/)/ Рч, £ »0,6', рм~ плотность материала.
Исходя из допустимой абсолютной погрешности ЛМабс дози-
рования (для минимальной дозы) и минимальной требуемой по-
дачи (производительности) материала Qmp, можно рассчитать
режим загрузки материала в весовой бункер дозатора.
Сначала определяют QM, соответствующее значению ЛМабс, и
сравнивают его с найденным Qmp. Если Qmp < QM, то весовой
бункер загружают на одном режиме (одностадийное дозирова-
ние), а площадь Fo истечения берется из технической характери-
стики бункеров (силосов) для заданного значения QM. В случае
Qmp > Qm весовой бункер дозатора загружаются малыми дозами,
369
при Qmp = QM бункер загружается большими дозами - сначала
при полностью открытой заслонке, а затем при частично закры-
той заслонке, т. е. при площади Fo, соответствующей данному
значению ЛМабс. В этом случае первоначальная, так называемая
грубая засыпка ведется с подачей, рассчитываемой по формуле
е, = 3>6Н - ма )/((„	(9.10)
где Мо — масса дозы, кг; Мд — масса дозы при досыпке, кг; (д -
продолжительность загрузки бункера при досыпке материала, с.
1Д=3,6МД/^.	(9.11)
Для обеспечения высокой точности дозирования приемно-
расходный бункер должен оборудоваться аэрационным, вибра-
ционным и другими встряхивающими устройствами и механиз-
мом регулирования скорости истечения материала, способст-
вующими обеспечить стабильную и равномерную загрузку ве-
сового бункера дозатора.
9.2. Засыпка пресс-форм формовочной смесью
При полусухом прессовании формовочных строительных
смесей засыпка пресс-форм представляет собой сложный техно-
логический процесс, заключающийся в общем случае в истече-
нии дискретной сыпучей среды и заполнения ею замкнутого
пространства в виде пресс-формы. Связь засыпки пресс-форм с
качеством полученных при формовании изделий проявляется в
следующем. Во-первых, при прессовании до заданного давления
(например, на гидравлических прессах с гидравлическим огра-
ничителем давления) изменение количества формовочной смеси
в пресс-форме приводит к изменению высоты (толщины) изде-
лия. Во-вторых, при прессовании до заданной толщины изделия
(например, на механических прессах) разница в количестве
370
формовочной смеси в пресс-форме ведет к неодинаковому' дав-
лению прессования, вызывающему разноплотность и деформа-
цию изделия. Кроме того, при значительных давлениях (выше
заданных) и нестабильности процесса засыпки снижается на-
дежность оборудования. В-гретьих, при прессовании в многоме-
стных (многогнездовых) пресс-формах имеет место неравно-
мерность распределения формовочной смеси по отдельным
пресс-формам. В-четвертых, при одинаковой высоте засыпки
пресс-форм, но разном количестве формовочной смеси в них,
изделия получают одинаковую толщину в сжатом состоянии, но
разную после выпрессовки из-за неодинаковой плотности и уп-
ругой деформации полуфабриката (прессовки).
Следовательно, засыпку пресс-форм формовочной смесью
можно отнести к объемному дозированию и к процессу истечения
сыпучего материала из отверстия соответствующего устройства
[24, 44, 79]. Процесс засыпки - это наполнение пресс-форм формо-
вочной смесью с максимальной плотностью и равномерностью и
минимальной погрешностью. Устройства, обеспечивающие про-
цесс засыпки пресс-форм формовочной смесью, получили назва-
ние засыпных (наполнительных) устройств, пресс-мешалок, на-
полнителей, загрузочных устройств и т. п. [15, 24, 79].
Засыпку' пресс-форм при полусухом прессовании формовочных
смесей (масс) можно представить в виде блок-схемы (рис. 9.5).
Каждая из приведенных в блок-схеме технологических опе-
раций имеет определенное значение и характеризуется опти-
мальными параметрами.
К смеси в бункерах предъявляются требования как по фор-
мированию определенного запаса, так и по стабилизации ее
свойств. Засыпка (дозирование) формовочной смеси с нарушен-
ными свойствами приводит к производству некачественных из-
делий. При засыпке в качестве мерной емкости используются
пресс-формы, смонтированные в столе пресса. Перемещение,
заполнение и распределение формовочной смеси по объему
пресс-формы на практике осуществляется вручную или чаще
при помощи механических средств. Основное требование при
перемещении пресс-формы с первой позиции на вторую состоит
371
в недопущении перераспределения смеси в объеме пресс-
формы. Общая продолжительность технологических операций
(23)) при производстве прессованных строительных изделий
должна быть меньше времени цикла прессования (tnp). Поэтому
быстродействию процесса засыпки и засыпных устройств долж-
но уделяться особое внимание [24, 44, 79].
Рис. 9.5. Блок-схема засыпки пресс-форм при полусухом прессовании
Основы теории засыпки пресс-форм и засыпных устройств
изложены в работах Р.А. Андриевского, В.Е. Берниковского,
Е.В. Задорожного, А.С.Ильина, С.С. Кипарисова, Э.Э. Кольма-
на- Иванова, Д.В. Кондрашова, И.Д. Радомысельского, И.М. Фе-
дорченко, А.А. Соловьева, Р.Я. Попильского и других.
Количество формовочной смеси, которое должно быть засы-
пано в пресс-форму перед прессованием, в массовом или объем-
ном выражениях определяется по формулам [15, 24, 79]:
СМ • 1У1	1-J !	-| 00 /	*
(9-12)
372
^см —^ПФ^смг
(913)
(9.14)
где Рм - плотность беспористого материала изделия; VM - объем
изделия; Пу - пористость изделия; Ki - коэффициент, учиты-
вающий потери формовочной смеси при прессовании, К, =
1,005-1.01; К2 — коэффициент, учитывающий потери массы из-
делия (полуфабриката) при термической обработке, К2= 1,01-
1,03; РПф - площадь пресс-формы; hCM - толщина смеси в пресс-
форме (глубина, высота засыпки пресс-формы); р3 - плотность
засыпки.
Высоту (толщину) формовочной смеси в пресс-форме при
заданных параметрах готового изделия и плотности засыпки
можно рассчитать по формуле
h = ъ
Г1см '1ПР
Рз
(9.15)
где hnP - высота прессовки (полуфабриката); рПР - плотность
прессовки (полуфабриката).
В отдельных случаях используется коэффициент засыпки
(К3), определяемый по формуле [15, 24, 79]
ZZ — hp ____LT _ Рпр
К 3 =--- или К 3 =---- .
^ПР	Рз
(9.16)
Если заданы параметры прессования, размеры готового изде-
лия и их отклонения, то можно рассчитать высоту прессовки
(полуфабриката) и высоту засыпки пресс-формы перед
прессованием.
Допускаемые относительные погрешности засыпки могут
быть определены по формулам
373
АГ СМ		^СМ [ ДА	100%, 100%, 100%.
К.„ ““ И, __4	_ ™с... Рз _ ' ЬУСМ _ Ар/	
тсм ^=± Ру	/ 77 = S £ +	J х; - S “	
(9.17)
(9-18)
(9.19)
Недостатком приведенных аналитических выражений явля-
ется чисто теоретическое представление о процессе засыпки без
учета физико-механических и технологических свойств формо-
вочных смесей, продолжительности засыпки, конструкции и
параметров засыпных устройств.
Для изучения процесса засыпки пресс-форм формовочной
смесью в МГСУ разработан лабораторный стенд (рис. 9.6).
Стенд включает раму, на которой установлен сменный пово-
ротный стол со съемными пресс-формами, имеющими регули-
руемые по высоте днища и опирающимися в процессе засыпки
на вибрационное встряхивающее устройство. Над столом смон-
тирован приемно-расходный бункер, засыпное устройство со
сменными рабочими органами и привод. В съемном днище за-
сыпного устройства имеются засыпные окна и калибровочное
отверстие, которое используется при испытаниях гравитацион-
ного истечения смеси (массы).
Сменные столы с пресс-формами и разные рабочие органы
засыпного устройства, а также регулируемые по объему пресс-
формы позволяют расширить лабораторные испытания при изу-
чении процесса засыпки пресс-форм [24, 79].
В последние годы при изучении процесса засыпки пресс-
форм широко используется кибернетический подход. Матема-
тической моделью служит функция отклика, связывающая па-
раметры оптимизации с переменными параметрами, которые
варьируются в ходе экспериментальных исследований [15].
374
Рис. 9.6. Стенд для испытания засыпки пресс-форм.
1 - рама; 2 - поворотный стол; 3 - пресс-форма; 4 — днище; 5 - вибраци-
онное устройство; 6 — электродвигатель привода поворотного стола; 7, 20
- редуктор; 8,21 - приводной вал; 9,22 - кольцевой токосъемник; 10,11-
зубчатая передача; 12, 17 — вертикальный вал; 13 — тормоз; 14 — наполни-
тельный орган; 75 - засыпное устройство; 16 — приемно-расходный бун-
кер; 18 - коническая передача; 19 — электродвигатель засыпного устрой-
ства; 23 — засыпное окно.
Например, изучалось влияние продолжительности засыпки
пресс-форм формовочной смесью и количества пустотообразо-
вателей на показатели засыпки. Как показали эксперименталь-
ные исследования (рис. 9.7), увеличение продолжительности
засыпки пресс-форм смесью более 3 с практически не приводит
к заметному росту плотности засыпки. Это соответствует мак-
симальной продолжительности цикла прессования (4 с). Зави-
симость имеет линейный характер и проявляется при любом ко-
личестве пустотообразователей в пресс-форме.
Наличие пустотообразователей в пресс-форме снижает плот-
ность засыпки. Зависимость имеет нелинейный характер и про-
является одинаково при разной продолжительности засыпки.
Очевидно, что существенную роль здесь играют влажность и
модуль крупности смеси. Поэтому для повышения плотности
375
засыпки рекомендуется применять либо принудительную пода-
чу смеси в пресс-форму', либо активизировать работу засыпного
устройства путем воздействия рабочего органа на формовочную
смесь [15, 24, 79].
Рис. 9.7. Графики зависи-
мости плотности засыпки от
продолжительности заполне-
ния пресс-форм смесью и
количества пустотообразова-
телей в пресс-форме.
Рис. 9.8. Графики зависи-
мости коэффициента равно-
плотности от высоты (глуби-
ны) засыпки нечетных и чет-
ных пресс-форм.
Эмпирические зависимости плотности засыпки (/+,) от про-
должительности (/), количества пустотообразователей (Zn) и
влажности смеси (1КЛ<) могут быть представлены в виде сле-
дующих уравнений регрессий:
р3 = (1,020-0,009234-Zn + 0,010996/)103, кг/м3, (9.20)
и
= (1,7087 -0,011876 -Zn +0,1056181ГС„)1О3, кг/м3. (9.21)
376
11олиномиальная модель имеет вид:
/?| = 0,9640-0,04533696%, -0,0147262%., + 0,01633%, -
-0,04867А"4 -0,030875%2%, -0,041625%,%4 +	22)
+ 0,01725%,%2%3 -0,017625%2%,%4 -
- 0,02392%2 - 0,072044%4,
где X, =(Мкр - 1,4)/0,4\ Х2 = (WCM - 6)/1', Х3 = (77 - 20)/5; Х4 = (Zn
- Мкр- модуль крупности смеси; П- пустотность.
Из у равнения (9.22) следует, что увеличение модуля крупно-
сти (Мкр) и влажности (Wai) смеси, а также количества пустото-
образователей (Zn) снижают плотность засыпки пресс-форм.
Качество засыпки нескольких пресс-форм одновременно мо-
жет быть оценено коэффициентом равноплотности (Кр), рав-
ным отношению, например, плотности засыпки нечетной пресс-
формы к плотности засыпки четной пресс-формы
{Кр = рт[рзч ). Чем выше значения коэффициента равноплот-
ности, тем меньше разница плотности засыпки каждой из пресс-
форм и тем меньше разброс прочности изделий. С целью опре-
деления значений высоты засыпки каждой из пресс-форм, соот-
ветствующих коэффициенту равноплотности, равному единице
( % = 1), методом планирования эксперимента второго порядка
было получено следующее уравнение регрессии
К = 0,9624 - 0,003%, + 0,0083%, +
Рз	,	(9.23)
+ 0,0181%12 -0,015%’
где X] и Х2 - соответственно, высота засыпки нечетной и чет-
ной пресс-формы.
После канонического преобразования уравнения (9.23) и по-
строения контурных кривых (табл. 9.3) можно выбирать значе-
ния высоты засыпки пресс-форм, при кот орых достигается рав-
ноплотная засыпка ( К = 1).
377
Таблица 9.3
Результаты расчета для построения
контурных кривых поверхности отклика Кр .
КР.	К -К . Рз	/’г4	Полуоси		Каноническое уравнение
		а	b	
0,910	0,660	0,6040	0,6638	х2	х2 	±1	+		=1 0,361641 0,4402935
0,980	0,0166	0,958	1,055	х2	х2 	i	= 1 0,91712707 0,10740494
0,990	0,0266	1,210	1,330	х2	х2 	i	+		= 1 1,46961327 1,77451635
1,000	0,0366	1,425	1,565	х2	х2 	Ь	+.	±2	=1 2,02209952 2,4416278
1,010	0,0466	1,605	1,765			+	х2	= t 2,57458557 3,1087392
На рис. 9.9 показана поверхность отклика коэффициента рав-
ноплотности К .
pi
Рис. 9.9. Поверхность отклика в задаче оптимизации равноплот-
нои засыпки пресс-форм
378
Экспериментальные исследования [24, 79] показали, что наи-
большие значения плотности засыпки наблюдаются в нижних и
затем верхних слоях по высоте пресс-формы. В средней части
пресс-формы плотность засыпки минимальная. Разница в плот-
ности засыпки достигает 16 % (рис. 9.10).
Образование минимальной плотности засыпки в середине
высоты пресс-формы объясняется уменьшением влияния скоро-
сти частиц и сил подпрессовки за счет общего сопротивления.
а)	5)
Рис.9.10. Схемы обозначений слоев (а), объемов (б) и волны уплот-
нения (в) формовочной смеси в пресс-форме при засыпке
Качественные показатели засыпки пресс-форм приведены в
табл. 9.4.
Существенная неравномерность засыпки наблюдается и по
объему пресс-формы. С наибольшей плотностью заполняются
условные отсеки пресс-формы 4, 5 и 6. Отсеки 1, 2 и 3 на 10 %
заполняются смесью хуже первых. Объясняется это ориентиро-
ванием пресс-форм, например, в поворотном столе пресса и их
перемещением относительно засыпного устройства (пресс-
мешалки), т. е. направлением поворота стола пресса.
В общем случае аналитическая связь между эффективностью
засыпки и параметрами прессования может быть представлена в
следующем виде
379
Рпр ~~ Рз+ Рпр ’
(9-24)
где рПР - плотность прессовки (полуфабриката); рз - плотность
засыпки пресс-форм; р’т — плотность прессовки от действия
прессующего механизма (удельного усилия прессования).
Таблица 9.4
Качественные показатели засыпки
Номер слоя, объе-	Показатели засыпки					
	д-103, кг/м3	%	Дд-%	Д-103, кг/м3	%	/1д, -%
ма	по слоям (		1-5)	по объемам (1-6)		
1	1,01			0,90		
2	0,87	16,3	16,0	0,82	16,9	10,2
3	0,86			0,82		
4	0,89			0,94		
5	0,99	16,3	16,0	0,93	16,9	10,2
6	—			0,97		
Практически связь значительно сложнее и зависит от боль-
шого числа факторов.
Теоретические основы и экспериментальные исследования
процесса засыпки пресс-форм при полусухом прессовании яв-
ляются основой для выбора типа, конструктивно-
технологических и энергетических параметров и методики рас-
чета и проекшрования засыпных устройств при производстве
стеновых строительных материалов (кирпича, камня, плит, пли-
ток и др.).
380
Глава 10. ГРАНУЛИРОВАНИЕ
10.1. Общие сведения
Гранулирование - одна из обширных групп агломерационных
процессов, включающая такие из них, при которых из порошко-
образных материалов вследствие добавки жидкой связки в про-
цессе вращательного движения смеси образуются гранулы.
Иными словами, гранулирование - это агломерация порош-
ков путем окатывания. В ПСМ гранулирование нашло примене-
ние при подготовке стекольных и портландцементных сырьевых
шихт, производстве легких заполнителей, переработке фосфо-
гипса и др.
Рис. 10.1. Схема перекатывания гранулы через мелкое зерно ма-
териала.
Сравнительно малоэнергоемкий способ окатывания обеспе-
чивает передачу на порошок значительных усилий. В момент
перекатывания гранулы радиусом R (рис. 10.1) через мелкое
зерно п возникает толчок, направленный к центру гранулы. Если
принять скорость поступательного движения гранулы 3, угло-
вую скорость О), то в соответствии с рис. 10.1,
a = 9-t-k-a-t = R- tga . Начальная скорость перекатки Зпер ,
возникающая при встрече с зерном, равна
381
&пер = >9/cos ст.	(10.1)
Вертикальная компонента этой скорости &в — &  tga , а вер-
тикальная составляющая ускорения:
<9 /ger	2	&2 ак =	-— - So) = С) R = —. в	t	R	(Ю.2)
Нормальная к поверхности гранулы составляющая ускорения
будет равна:
ан -ав!cosrz.	(10.3)
Если заменить ав его выражением из (10.2), a cos ст (рис. 10.1) его значением, равным R/(R+d), то	согласно
&2 а” “ R\R + d) '	(Ю.4)
или, обозначив d=R/b, получим
.92 ан 			 н R(l + \/b)	(10.5)
Усилие толчка в направлении, перпендикулярном поверхно-
сти гранулы, равно:
рн=тан,	(10.6)
4яЯ>
где т - масса гранулы, равная т =-, отсюда
3 g
382
4 7vpR2&2
3g(l + l/ft)’
(Ю.7)
Усилие, передаваемое перекатывающейся гранулой на еди-
ничное зерно, может достигать десятков МПа. Правда, для дос-
тижения такого давления необходимо, чтобы гранула при движе-
нии опиралась всегда только на одну частицу, а поверхность гра-
нулятора была из неэластичного материала. В действительности
гранула опирается на большее число частиц и водная пленка на
поверхности способствует более равномерному распределению
давления. Тем не менее, нагрузки, воспринимаемые тонкодис-
персными частицами в промышленных грануляторах, достаточно
высоки. На поверхности перекатывающейся гранулы возникает
не только толчок, но и срезывающее усилие. Часть неровностей
не выдерживает этих напряжений и разрушается, а прочно при-
липшие зерна вдавливаются внутрь. Это обеспечивает приобре-
тение гранулами шарообразной формы. Уплотнение агломерата
при окатывании возможно лишь, если он достаточно пластичен.
Необходимую пластичность ему придает наличие технологиче-
ской связки, как правило, воды, с другой стороны, под действием
сил поверхностного натяжения воды развиваются большие ка-
пиллярные давления в порах гранулы, направленные от ее по-
верхности к центру. Чем выше дисперсность материала и чем
тоньше капилляры, тем больше капиллярное давление. В сочета-
нии с компрессионными нагрузками при окатывании капилляр-
ное давление играет значительную роль в упрочнении гранул.
Как правило, длительность насыщения гранул влагой значи-
тельно больше, чем время, необходимое для окатывания. По-
этому для получения гранул требуемого размера материал жела-
тельно увлажнять постепенно с учетом кинетики влагопоглоще-
ния. Скорость распространения влаги в тонкодисперсном мате-
риале снижается по мере повышения тонкости помола. При аг-
ломерации окатыванием скорость распространения жидкой фа-
зы является лимитирующей стадией процесса, а равномерность
ее распределения определяет качество агломератов.
383
Большинство исследователей считает, что гранулируемость
порошков определяется их пластичностью. Гранулируемость
порошков, перерабатываемых в ПСМ, можно в широких преде-
лах регулировать, либо исключая из состава шихт непластичные
компоненты, либо вводя пластичные добавки.
Особенно сложный характер носит влияние на процесс агло-
мерации температуры. Имеются сведения, что подача на грану-
лирование горячих порошков тормозит процесс. Это объясняют
снижением поверхностного натяжения воды. В то же время на-
грев материалов непластичных, гранулируемых, как правило, с
добавкой электролитов обеспечивает их пластификацию.
10.2 Классификация процессов гранулирования
Все процессы гранулирования можно классифицировать сле-
дующим образом:
1.	Из жидкой фазы диспергированием на капли с последую-
щей кристаллизацией при обезвоживании или охлаждении;
2.	Из твердой фазы прессованием с последующим дроблени-
ем брикетов до гранул требуемого размера;
3.	Из смеси жидкой и твердой фаз агломерацией порошков с
последующим окатыванием агломератов и упрочнением связей
между частицами при удалении жидкой фазы;
4.	Из газообразной фазы конденсацией (десублимацией) с
образованием твердых гранул;
5.	Из смеси жидкой и газообразной фаз с осуществлением
химической реакции;
6.	Из смеси жидкой, твердой и газообразной фаз с осуществ-
лением химической реакции.
Образование твердых частиц необходимого размера при гра-
нулировании происходит либо одновременно, либо постепенно.
Поэтому различают процессы гранулирования, протекающие
без изменения размеров частиц во времени, с изменением раз-
мера частиц во времени и с образованием новых частиц и рос-
том имеющихся частиц. В зависимости от требований, предъяв-
ляемых к гранулометрическому составу продукта, получаемые
384
при гранулировании мелкие частицы либо возвращают в про-
цесс (ретурный процесс), либо не возвращают (безретурный
процесс).
Эффективность процесса гранулирования зависит от /меха-
низма гранулообразования, который определяется способом
гранулирования и его аппаратурным оформлением. В связи с
этим методы гранулирования целесообразно классифицировать
следующим образом:
-	окатывание (формирование гранул, достигаемое агломера-
цией или наслаиванием частиц);
—	диспергирование жидкости в свободный объем или ней-
тральную среду (образование и кристаллизация капель жидко-
сти при охлаждении в воздухе, масле и т. п.);
-	прессование сухих порошков с получением брикетов, пли-
ток и т. п., с последующим их дроблением на гранулы требуемо-
го размера;
—	диспергирование жидкости на поверхность частиц во взве-
шенном состоянии (кристаллизация тонких пленок на поверхно-
сти частиц);
-	чешуирование (охлаждение жидкости на инородной по-
верхности);
-	формование или экструзия (продавливание пастообразной
массы через отверстия).
10.3.	Граиулирование иа тарельчатых агрегатах
Широкое применение в промышленности получили тарель-
чатые грануляторы, схема действия которых приведена на рис.
10.2. Они меньше по размерам, проще, удобнее. В них вследст-
вие свободного скатывания материала развиваются гравитаци-
онные силы, что позволяет получать гранулы, более однородные
по размерам, повышенной плотности и прочности. Тарельчатый
гранулятор — металлический диск с невысоким бортом, установ-
ленный под углом 45...55°. Гранулы в нем образуются при ув-
лажнении исходного сырья и одновременной обкатке на днище
гранулятора.
385
Рис. 10.2. Схема движения гранул в тарельчатом грануляторе
Образующиеся гранулы поднимаются на некоторую высоту
вместе с вращающейся тарелкой, а затем скатываются вниз по
поверхности слоя мелкодисперсного порошка под углом естест-
венного откоса. Одновременно материал орошается водой, по-
даваемой через распылительную форсунку. Для непластичных
материалов на химически активных связках увлажнение порош-
ка может быть заменено локальным тепловым воздействием
(рис. 10.3). Жидкостную форсунку заменяет стационарный ис-
точник теплоты (электронагреватель или газовая горелка).
Большое значение имеет выбор места увлажнения гранулируе-
мого порошка.
загрузка шихты
Рис. 10.3. Схема гранулирования на тарелке с локальным нагревом:
А — зона подготовки к зародышеобразованию; В - зона зародышеобразования;
С - зона роста гранул; D - зона окатывания гранул; Е - зона выгрузки.
386
Основные конструктивные размеры гранулятора (диаметр и
высота борта, угол наклона), а также режим его работы (коэф-
фициент заполнения и скорость вращения) определяют скорость
и число соударений гранул. Чем оно больше при допустимой
скорости скатывания, тем плотнее и крупнее гранулы. Размеры
гранул зависят от длины траектории движения гранулы по по-
верхности порошкообразного материала. Удлинение траектории
движения, например, при увеличении диаметра тарелки, приво-
дит к повышению размеров гранул.
Проще регулировать размер гранул, изменяя скорость их
скатывания. С ее увеличением размер гранул вначале растет, а
затем, когда она превысит допустимую для данного размера гра-
нул, происходит их измельчение. В свою очередь, скорость ска-
тывания на тарельчатом грануляторе возрастает с ростом часто-
ты вращения и угла наклона (рис. 10.4). Каждому углу наклона
соответствует определенный критический размер гранул, выше
Рис. 10.4. Зависимость среднего диаметра известковых гранул:
а - от угла наклона чаши; влажность 1 -9 %, 2 - 10 %, 3 - 11 %; б - от
скорости вращения чаши: угол наклона: 1 — 40°, 2 — 47°.
387
Расход порошка, т/ч
Рис. 10.5. Зависимость среднего диаметра гранул от производи-
тельности грануляционной тарелки
Для получения прочных и одинаковых по размеру гранул,
немедленной выгрузки готового продукта рекомендуется обору-
довать тарелки ступенчатыми бортами. Воду и материал подают
на внутреннюю тарелку, где образуются гранулы. Гранулы, дос-
тигшие определенного размера, перекатываются на следующую
ступень тарелки и т. д. Такое устройство обеспечивает класси-
фикацию гранул и сокращает сроки их пребывания в гранулято-
ре. В то же время размер получаемых гранул зависит и от про-
изводительности (рис. 10.5).
10.4.	Гранулирование в барабанных грануляторах
В ПСМ гранулирование порошков осуществляется в основ-
ном в барабанных, тарельчатых и конусных грануляторах.
В барабанном грануляторе порошок гранулируется при дви-
жении от разгрузочного конца к выгрузочному вследствие взаи-
модействия с жидкой фазой в центробежном поле и под влияни-
ем сил тяжес ти и трения. В зависимости от свойств материала,
диаметра, скорости вращения и степени заполнения барабана
выделяют три возможных режима движения материала: перека-
388
тывание, водопадный и циклический (рис. 10.6). Качество гра-
нулирования зависит от числа столкновений частиц и градиен-
тов скорости в объеме слоя. Высокий градиент скорости обеспе-
чивает интенсивное взаимное пересечение траектории движения
отдельных частиц. Для гранулирования наиболее эффективен
режим переката, когда основная масса сыпучего материала дви-
жется по круговым траекториям со скоростью, равной угловой
скорости вращения самого барабана.
а)	5)	6)
Рис. 10.6. Схема перемещения материала в барабанном грану-
ляторе в режимах:
переката (а), водопадном (б) и циклическом (в) (	< п2 < п3 )
Однако при выборе ее следует стремиться к тому, чтобы не
только создавались условия режима переката, но и предотвра-
щалось разрушение сформированных гранул. Энергия, переда-
ваемая от одной гранулы к другой при столкновении в процессе
скатывания, не должна превышать работы разрушения.
Перемещение материала, загруженного в барабанный грану-
лятор, вдоль его оси обусловлено разностью давлений на входе
и выходе. Период давления создается при понижении уровня
материала, вызванном его обрушением на разгрузочном конце.
Осевая скорость зависит от утла естественного откоса, а следо-
вательно, от размера частиц. При движении полидисперсной
смеси крупные частицы выгружаются быстрее, поскольку име-
ют большую скорость. Процесс гранулирования в барабане ос-
ложняется налипанием порошка на стенки. Для гранулирования
стекольных шихт рекомендуются барабаны, внутренняя стенка
которых выполнена из резины, а межстеночное пространство
389
продувается воздухом или заполняется водой, что исключает
налипание продукта.
Барабанные грануляторы, для которых характерна большая
производительность, невысокие энергозатраты, имеют и суще-
ственные недостатки. Динамика процесса в них резко меняется
при изменении влажности материала. Повышение степени за-
полнения барабана влечет за собой уменьшение линейной ско-
рости гранул, снижение уплотняющих усилий и ухудшение ра-
боты установки. Однако этот тип гранулятора перспективен для
тех процессов, где агломерация порошков совмещается с тепло-
вой обработкой, в частности, для гранулирования стекольных
шихт при 100...600 °C.
10.5.	Гранулирование в воздушном потоке
Процесс гранулирования в воздушном потоке осуществляют
в высоких полых башнях (грануляционных), в которых падаю-
щие капли охлаждаются встречным потоком воздуха. Для раз-
брызгивания сплавов применяют неподвижные, вращающиеся и
вибрационные диспергирующие устройства, обеспечивающие
получение сферических гранул преимущественно размером 1..3
мм. Нижнюю часть грануляционных башен снабжают холо-
дильниками, в которых охлаждение гранул происходит в кипя-
щем слое, что позволяет достигнуть высокой эффективности
охлаждения.
Механизм гранулообразования заключается в распаде исте-
кающих из гранулирующего устройства струй на капли, кото-
рые, охлаждаясь во встречном потоке воздуха, превращаются в
гранулы. При падении капля (гранула) отдаел тепло потоку ох-
лаждающего воздуха.
При этом охлаждение и кристаллизация плава начинается с
поверхности, а при достижении температуры кристаллизации
происходит образование твердой оболочки, толщина которой по
мере движения капли (гранулы) увеличивается. Таким образом,
фронт кристаллизации продвигается в центр гранулы по радиусу
с соответствующим выделением тепла кристаллизации. При
390
достижении поверхностью гранулы температуры следующего
модифицированного перехода фронт этого перехода с соответ-
ствующим тепловыделением начинает перемещаться вслед за
фронтом кристаллизации. Аналогично происходят и дальней-
шие модификационные переходы в структуре гранулы, которые
осложняют процесс нестационарной теплопередачи.
Характер движения гранул и закономерности их распределе-
ния по сечению башни во многом определяют эффективность
теплообмена и гранулообразования, в том числе время и высоту
падения гранул.
Для описания особенностей и выбора уравнений движения
гранул в башне необходимо, прежде всего, установить степень
стесненности капель (гранул) и режим их обтекания газовым
потоком.
При средней объемной концентрации частиц менее
0,005...0,01 влияние стесненности на скорость витания не пре-
вышает 5 % при любом режиме о&гекания частиц газовым пото-
ком. Средняя объемная концентрация гранул в грануляционных
башнях обычно составляет ~ 0,00002, что указывает на пренеб-
режимо малую вероятность стесненности. Следовательно, для
описания характера движения капель (гранул) можно исходить
из закономерностей движения одиночной сферической частицы.
Формирование структуры гранул из капель расплава во вре-
мя их полета в башне является следствием процессов нестацио-
нарного теплообмена, осложненного действием внутреннего
источника тепла в виде теплоты кристаллизации.
Задачей расчета обычно является определение высоты грану-
ляционной башни или времени падения гранулы, в течение ко-
торого она затвердевает настолько, что уже не деформируется
при падении на коническое днище башни или в плотную фазу
кипящего слоя.
Поскольку прочность гранулы по мере ее охлаждения (кри-
сталлизации) непрерывно растет, важно установить такую тем-
пературу, при которой соотношение кристаллов вещества и
жидкой фазы обеспечит необходимую твердость структуре гра-
нулы. Решить вопрос о том, какая степень кристаллизации соот-
391
ветствует необходимой прочности структуры гранулы, очевидно
можно лишь из опыта. Помимо равновесных соотношений,
прочность структуры гранул определяется также прочностью
кристаллических связей, обусловленных кинетикой кристалли-
зации и интенсивностью теплообмена между гранулой и охлаж-
дающим агентом.
Охлаждение гранул в современных грануляционных башнях
завершается, как правило, в псевдоожиженном слое, располо-
женном в нижней части башни. Теплообмен между твердыми
частицами и газом в псевдоожиженном слое характеризуется
следующими особенностями: температура твердых частиц (гра-
нул) практически постоянна в объеме всего псевдоожиженного
слоя; температура охлаждающего агента (воздуха) te изменяется
на активном участке ha и практически постоянна в остальном
объеме слоя (рис. 10.7).
Перенос тепла (охлаждение) в псевдоожиженном слое скла-
дывается из следующих стадий: отвод тепла из системы с пото-
ком ожижающего агента; перенос тепла от поверхности твердых
частиц (гранул) к потоку ожижающего агента; распределение
теплового потока внутри гранулы.
Признаком эффективного отвода тепла из псевдоожиженной
системы твердых частиц является равенство температур гранул
и воздуха на выходе из слоя. Это равенство обеспечивается при
достаточной высоте псевдоожиженного слоя, когда HC]l>ha, а
также при условии равномерного распределения ожижающего
агента в объеме слоя и полном перемешивании твердой фазы.
Теплообмен между твердыми частицами и ожижающим
агентом зависит от теплопроводности пленки газа, окружающе-
го частицу (ат ), и величины конвекции (схктв). Составляющей
теплообмена, определяемой излучением ( аизл), для низкотемпе-
ратурных псевдоожиженных систем обычно пренебрегают
вследствие ее малости. В экспериментальных исследованиях
обычно получают а как результат совместного действия ат и
^конв *
392
Рис. 10.7. Изменение температур по высоте псевдоожиженного
слоя по данным Е.А. Казаковой при различной скорости воздуха
(сплошные линии — температура гранул; штриховые линии — тем-
пература воздуха):
а - со —1,4 м/с; б - со = 1,1 м/с.
При малой скорости существует вероятность агрегирования
частиц, т. е. их поверхность не полностью участвует в теплооб-
мене. С увеличением скорости ожижающего агента равномер-
ность обтекания частиц газовым потоком возрастает, происхо-
дит обнажение всей поверхности частиц, и интенсивность теп-
лообмена в таком псевдоожиженном слое становится равной
интенсивности при обтекании одиночной частицы.
10.6.	Основы расчета процессов гранулирования.
Методика расчета гранулятора барабанного типа
Методика расчета сводится к определению диаметра и длины
гранулятора барабанного типа при известном времени пребыва-
ния материала.
Диаметр гранулятора D6, м:
393
*O,785Z0p„(l-CzJ/
/BGC(1 + 0J ’
(10.8)
где z - отношение длины к диаметру барабана, при расчете при-
нимают z = 2...4; Ф — коэффициент заполнения барабана, Ф =
0,1...0,15; рн — насыпная плотность исходного материала, кг/м3;
Up — влагосодержание ретура на сухое вещество, кг/кг; В — ко-
эффициент вариации; В определяем из уравнения:
rk =rx(2N-\)-kr,	(10.9)
где
7V = Jl + 91n
2-exp — 9ат
(10.10)
где гк — средний радиус гранул готового продукта, м; гя - сред-
ний радиус частиц ретура, м; а,„ - коэффициент диффузии жид-
кой фазы, м2/с; т — время пребывания материала в грануляторе,
с; Gc — производительность по сухому продукту, кг/с; U — влаго-
содержание гранулированного материала, кг/кг; к - коэффици-
ент истирания, м/с,
k = \Q-5(a)GcISsy12,	(10.11)
где со — угловая скорость вращения гранулятора, с , <гг — проч-
ность I ранул готового продукта, МПа.
По расчетному значению D6 определяют длину гранулятора:
L6 = z De, а затем рассчитывают объемный расход шихты Qlu
(м3/с) через гранулятор:
G,(l+Г)
PhO-G,)'
(10.12)
394
По найденным размерам барабана уточняют время пребыва-
£ /	4<9 /
ния материала в грануляторе: т = у& , где иос = ^у^гф •
Расход воды в GB (кг/с) на увлажнение рассчитывают из ма-
териального баланса:
Gcu
в ~
(10.13)
где gp — необходимое содержание рецикла в шихте.
Методика расчета тарельчатых грануляторов.
Для получения динамических уплотняющих нагрузок одина-
ковой величины в тарельчатых грануляторах различного диа-
метра скорости в конце скатывания гранул должны быть равны:
sin«2 — f cos «2
(10.14)
Существенным параметром гранулятора является высота
борта, которая наряду с утлом наклона и диаметром тарелки оп-
ределяет количество материала, одновременно находящегося в
грануляторе. Эту величину, отнесенную к площади тарелки,
можно охарактеризовать как удельную постоянную нагрузку
(т/м2). Производительность тарельчатого гранулятора увеличи-
вается с повышением удельной постоянной нагрузки до опреде-
ленного предела (0,15... 0,20 т/м2). При дальнейшем повышении
нагрузки производительность начинает уменьшаться. Исходя из
изложенного, первичным параметром, определяющим эффек-
тивность работы тарельчатого гранулятора, следует считать
угол наклона тарелки к горизонту а.
395
Частота вращения тарелки определяется по уравнению:
<о2 -(Ох
(10.15)
где а>1 и Di - частота вращения и диаметр экспериментальной
тарелки.
Особенности теплообмена при охлаждении гранул в псевдо-
ожиженном слое.
Высоту активной зоны теплообмена можно рассчитать из те-
плового баланса по формуле
(10.16)
где с - теплоемкость среды; RT — радиус твердой частицы; £ —
порозность псевдоожиженного слоя.
Отвод тепла теплопроводностью от сферической гранулы че-
рез шарообразную газовую пленку можно выразить следующим
уравнением:
аТ =
2Л
(10.17)
где d0 - диаметр газовой пленки, окружающей частицы; dT -
диаметр гранулы; Л - коэффициент теплопроводности среды
(воздуха).
,	2Л
Для одиночной частицы do —* оо; ат —> —. Данное уравне-
dT
ние применимо к псевдоожиженному слою с учетом условия
dT/d0 > 1/2.
396
Глава 11. ПРОЦЕССЫ
ТЕРМОВЛАЖНОСТНОЙ ОБРАБОТКИ
11.1. Теоретические основы процесса
термовлажностной обработки
Тепловые способы ускорения твердения бетона основаны на
нагреве материала изделия за счет передачи теплоты от какого-
либо источника и теплоносителя. Передача теплоты к изделию
(внешний теплообмен) может осуществляться конвективно с
использованием в качестве теплоносителя водяного пара, возду-
ха, паровоздушной смеси, продуктов сгорания газа, кондуктив-
но (в результате теплопроводности), а также с помощью лучеис-
пускания.
Изменение условий и параметров среды в установке, а затем и
параметров поверхности изделий приводит к изменению темпе-
ратурного поля внутри изделия и передвижению влаги и воздуха
(массы). Интенсивность внутреннего тепло- и массообмена суще-
ственно влияет на формование структуры материала, конечные
прочностные характеристики изделия. Прогрев с помощью кон-
вективного теплообмена происходит при обработке в термовлаж-
ностных установках, в которых теплоноситель непосредственно
соприкасается с поверхностью изделия. Теплообмен зависит от
скорости и характера движения теплоносителя и его свойств, ко-
эффициент его теплопроводности составляет Л — 0,0245
Вт/(м- С). Поэтому создаваемая вокруг изделий воздушная про-
слойка значительно снижает теплообмен. Для сохранения влаги в
материале тепловую обработку проводят насыщенным водяным
паром, который при соприкосновении с более холодной поверх-
ностью изделия конденсируется, отдавая при этом теплоту
2200...2500 кДж/кг нагреваемому телу. На поверхности изделия
образуется пленка конденсата, снижающая коэффициент тепло-
обмена и удельный поток теплоты к изделию.
Коэффициент теплоотдачи составляет 10000... 12000
Вт/(м2- С), однако присутствие воздуха и образование паровоз-
душной смеси резко снижает эти значения. Коэффициент тепло-
397
обмена от паровоздушной среды к изделию зависит от многих
факторов, и, прежде всего от соотношения пара и воздуха в па-
ровоздушной смеси, а также скорости движения паровоз-
душной смеси.
Коэффициент теплообмена в установках для термовлажност-
ной обработки зависит от интенсивности конвективного тепло-
обмена, количества конденсирующего пара, вида конденсации
(пленочная, капельная), расположения и конфигурации по-
верхностей.
Коэффициент теплообмена при конденсации, Вт/(м2- С)
0’278^«	Г11 IX
а = ал---------(П-1)
t -t
с п
где qK — количество пара, конденсирующегося на поверхности
изделий, кг/(м2-ч); tc, tn - температура соответственно среды и
поверхности нагреваемого тела, °C; г - теплота парообразова-
ния, кДж/кг; ак — коэффициент конвективного теплообмена.
ак = (9,28 + 0,07/„ )(1 + 0,2.9),	(11.2)
где & — скорость воздуха, м/с.
При увеличении скорости движения паровоздушной среды
влияние примеси воздуха значительно снижается, а скорость
теплообмена повышается, т. е. коэффициент ОС повышается при
увеличении скорости смеси, температуры и относительной
влажности среды.
Влияние внешних условий среды на термовлажностной уста-
новке во всех периодах обработки изделий сказывается на изме-
нении температуры и влагосодержания поверхности материала,
что в свою очередь вызывает передвижение теплоты и массы в
объеме изделия. Теплота внутри влажного изделия перемещает-
ся как за счет теплопроводности, так и потоком теплоты, кото-
рую несет передвигающийся в материале поток влаги (массы).
Удельный поток теплоты внутри влажного материала
398
qe = —Я • gradT + i  qem,
(П.З)
где Л — теплопроводность влажного материала; gradT — гради-
ент температуры; i - теплота, перемещающаяся в материале с
удельным потоком массы; qem - плотность удельного потока
массы.
Изменение влагосодержания по сечению материала приводит
к тому, что при увеличении количества влаги составляющие ма-
териала раздвигаются, и материал набухает, увеличиваясь в
размерах. С уменьшением влагосодержания частицы материала
сближаются, материал дает усадку. Если суммарные растяги-
вающие и сжимающие напряжения, вызванные градиентами
температуры, влагосодержания и давления превысят значения,
допустимые для данного материала, то возникают деформации и
нарушения структуры. Наиболее опасными в этом отношении
являются начальные этапы термовлажностной обработки, т. к.
затем материал постоянно набирает прочность и способен вы-
держивать значительные напряжения. В период изотермического
выдерживания наблюдается выравнивание температур в среде и
материале, а температурные градиенты уменьшаются и исчезают.
Затем под влиянием экзотермии температура внутренних слоев
повышается, теплота и влага начинают перемещаться к поверхно-
сти. В период изотермического выдерживания бетон теряет до 15
% воды затворения. Этот процесс особенно усиливается в период
охлаждения, когда вместо пара в установку подают воздух, охла-
ждающий поверхности изделия и поглощающий влагу. Темпера-
тура греющей поверхности зависит от вида и параметров тепло-
носителя, из которых наиболее распространены пар и вода. При
применении пара повышение температуры выше 100 °C приводит
к повышению давления. Зависимость давления и температуры
определяют по линии насыщенного пара.
При обработке изделий в продуктах сгорания газа прогрев
происходит с помощью конвективного теплообмена. Важней-
шим показателем для определения параметров продуктов сгора-
ния природного газа как теплоносителя, является коэффициент
399
избытка воздуха Ct , показывающий отношение количества воз-
духа, подаваемого в топку, к количеству воздуха, необходимому
для горения.
На стадии нагрева и изотермического выдерживания при тем-
пературе среды до 100... 120 °C происходит конденсация пара на
поверхности изделия из среды продуктов сгорания. Процесс про-
должается до тех пор, пока температура поверхности изделий бу-
дет ниже точки насыщения (точки росы) продуктов сгорания.
При СК = 1 температура точки росы 59 °C, при (Z = 2...2,5
температура 30...50 °C. По мере разогрева поверхности интен-
сивность конденсации понижается и наступает равновесное со-
стояние, а затем начинается испарение влаги из бетона.
11.2. Режимы и классификация процессов
термовлажиостной обработки
Эффективными следует считать режимы тепловой обработ-
ки, которые позволяют получать бетон заданной прочности без
существенных нарушений его структуры при минимальных
удельных расходах вяжущего и тепловой энергии.
В общем виде полный цикл термовлажностной обработки
изделий состоит из следующих периодов (рис. 11.1, о): предва-
рительного выдерживания гпред; нагрева изделия ; изотерми-
ческого выдерживания тП; охлаждения тП1.
Длительность предварительного выдерживания, скорость на-
грева, температура и продолжительность изотермического вы-
держивания и т. д. зависят от характеристик материала, условий
эксплуатации изделия, конструкций тепловых установок.
Важнейшими показателями, определяющими как режимы из-
готовления изделий, так и их эксплуатационные свойства, явля-
ются теплофизические свойства бетонов.
На длительность тепловой обработки также оказывает влияние
массивность изделий. С увеличением массивности возрастает
температурный перепад между наружным и внутренними слоями
бетона, увеличивается величина температурных напряжений и
400
вероятность возникновения температурных деформаций.
Для предотвращения этого явления применяют ступенчатый
режим обработки (рис. 11.1, в). В период нагрева и охлаждения
вводят промежуточные выдерживания ( т"; т"1П ), позволяющие
довести температурный перепад А/ до допустимых величин.
Повышенные прочностные характеристики бетона обеспечива-
ются применением ступенчатых режимов: подъемом температу-
ры в течение 1 ч на 15...20 °C, выдерживанием при этой темпе-
ратуре (1...2 ч), затем прогрев (1...1,5 ч) до максимальной тем-
пературы, принятой при прогреве.
При хорошей теплоизоляции тепловых установок возможно
применение «пикового» режима (рис. 11.1, а, режим III), при
котором в период изотермического выдерживания подача теп-
лоносителя в установку не производится, что позволяет значи-
тельно экономить тепловую энергию.
Допускаемая скорость снижения температуры колеблется в
пределах 25...50 °С/ч в зависимости от полученной прочности и
толщины изделия. Перепад температур между поверхностью
изделий и окружающей средой не должен превышать 40 °C. При
охлаждении изделий, как и при нагреве, возникает нестационар-
ное температурное поле, но поток теплоты направлен из изде-
лия. Поэтому необходимо учитывать требования к допустимым
температурным перепадам, регулировать длительность охлаж-
дения, а для массивных изделий применять ступенчатые режи-
мы обработки.
Тепловая обработка бетонов в герметически закрытых фор-
мах позволяет предохранить бетон от значительных потерь воды
и обработать его паровой средой, создаваемой испаряющейся из
него влагой. Малые свободные размеры герметичной формы
обусловливают быстрое заполнение свободного объема выде-
ляющимся паром, относительно равномерный прогрев всей мас-
сы бетона и качественную его обработку.
401
Рис. 11.1 Графики режимов тепловой обработки бетонов
а - варианты режима тепловой обработки; б — прогреваемость изделий
различной толщины; в - ступенчатый режим тепловой обработки.
Вакуумирование ячеистых бетонов производят в автоклавных
установках до начала запаривания или в период охлаждения,
после того, как давление снизится до атмосферного.
Условия ускоренного твердения бетона за счет повышения
его температуры могут быть созданы в тепловых установках
периодического или непрерывного действия при использовании
различных способов тепловой обработки.
Прогрев бетона при атмосферном давлении при непосредст-
венном соприкосновении теплоносителя с материалом проводят
горячим воздухом, газовоздушной смесью или продуктами сго-
402
рания газа в ямных камерах, тоннельных, щелевых и вертикаль-
ных камерах непрерывного действия, прокатных станах.
Тепловая обработка в среде с избыточным давлением осу-
ществляется в малонапорных пропарочных камерах или авто-
клавных установках в среде чистого насыщенного пара.
Тепловая обработка в жидкой среде производится с целью
уменьшения вредного воздействия процессов массообмена и
повышения прочности бетона. Изделия помещают в камеру, за-
полненную водой и герметизируют ее. Давление, возникающее
при прогреве воды, и тепловое гидравлическое обжатие бетона
приводят к уплотнению его структуры и повышению качествен-
ных характеристик.
Контактный нагрев изделий (через разделяющую металли-
ческую стенку) осуществляют в индивидуальных термоформах
или пакетах термоформ. Способ характеризуется высоким каче-
ством поверхности изделий в сочетании с ускоренным нагревом
(60...70 °С/ч) за счет ограничения температурных деформаций
поверхностных слоев.
Электродный (сквозной) прогрев осуществляется путем про-
пускания тока через толщу бетона сборных и монолитных желе-
зобетонных изделий и конструкций.
Электрообогрев сборных изделий производят с помощью
вмонтированных в опалубку жестких электронагревателей.
Нагрев бетона в электромагнитном поле (индукционный)
применяют для сборных изделий линейного типа с равномерно
распределенной по сечению арматурой путем устройства индук-
тора вокруг элемента.
Обогрев инфракрасными лучами применяют в камерах не-
прерывного действия щелевидного типа с использованием труб-
чатых металлических излучателей.
Установки для термовлажностной обработки бетонных и желе-
зобетонных изделий классифицируют по следующим признакам:
-	режиму работы (периодического и непрерывного действия);
-	виду теплоносителя (пар, воздух, паровоздушная смесь, вода,
газ, масло, электроэнергия);
403
—	давлению рабочей среды (вакуум, атмосферное давление,
выше атмосферного);
—	способу передачи теплоты (контактный, конвективный, те-
пловое излучение, индукционный);
-	конструкции (ямные камеры, стенды и колпаки, термофор-
мы индивидуальные, горизонтальные, вертикальные, вибропро-
катные станы).
11.3.	Процессы термовлажностной обработки
периодического действия
Процессы термовлажностной обработки периодического
действия осуществляют в ямных камерах, стендах формования и
паропрогрева, термоформах, кассетных установках, объемно-
формовочных и автоклавных установках.
Ямные камеры проектируются напольными, полузаглублен-
ными или заглубленными (рис. 11.2) и отличаются следующими
системами: разводки пара, включающей в себя пароразводящий
коллектор с паровыми соплами; удаления из камеры холодного
воздуха в период разогрева; вентиляции; удаления конденсата.
Внутренние поверхности камер покрыты гидроизоляцией, что
предотвращает их увлажнение и повышение теплопроводности.
Рис. 11.2. Ямная камера конструкции ЦЦК-КИСИ:
1 - ограждения камеры; 2 - коллектор с паровыпускными соплами; 3 -
исполнительный механизм; 4 — гидродозатор; 5 — теплоизолированная
крышка камеры; 6 — обратная труба с клапаном; 7 — вентиляционные
окна; 8 — конденсатопровод; 9 — электропривод вентиляционного кла-
пана; 10 - магистральный вентиляционный канал; 11 - гидрозатвор
клапана; 12 - датчики САР; 13 - муфта; 14 - сопло.
404
Система пароснабжения в камерах основана на турбулизи-
рующем и эжектирующем действиях скоростной струи пара,
вытекающей из крупноразмерных (суживающихся, цилиндриче-
ских или расширяющихся) сопел и вовлекающей паровоздуш-
ную смесь в камере в циркуляцию. Тем самым ликвидируются
застойные участки, воздушные прослойки между изделиями и в
теплообмене участвуют все поверхности изделий. Для органи-
зации управляемого снижения температуры изделий в период
остывания и удаления паровоздушной смеси из камеры приме-
няются системы вентиляции с вытяжным вентилятором.
Оптимальная скорость нагрева камеры составляет 60 °С/ч,
длительность обработки 5... 12 часов.
Стендовый способ производства применяют для изготовле-
ния крупноразмерных изделий, при изготовлении которых нель-
зя использовать передвижные формы. При этом способе изделия
формуют непосредственно на стенде, представляющем собой
ямную камеру малой глубины, на дне которой установлена же-
лезобетонная плита толщиной 120...200 мм.
Расход пара при термовлажностной обработке на стендах, по
сравнению с обработкой в пропарочных камерах, повышен
(400... 1000 кг/м3) за счет увеличения потерь теплоты в окру-
жающую среду.
Наиболее эффективны системы пароснабжения стендов,
обеспечивающие интенсивную циркуляцию греющей среды.
Так как камеры в стендах малой глубины, то циркуляцию обес-
печивают по горизонтальному контуру. Для улучшения условий
тепловой обработки изделия покрывают колпаками или крыш-
ками, под которые подают «острый» пар.
Для изготовления крупноразмерных изделий применяют
туннельные камеры парогрева периодического действия. Каме-
ры бывают проходными и тупиковыми. Пар подается по длине
камеры перфорированными трубами, днище имеет уклон для
стока конденсата.
Для тепловой обработки изделий применяется также уста-
новка, в которой паровой колпак имеет П-образную форму и
расположен на роликовых опорах. В данной установке можно
405
одновременно подвергать термовлажностной обработке не-
сколько труб.
Институтом Индустройпроект разработана, исследована и
опробована система пароснабжения форм труб с использовани-
ем эжекторов, обеспечивающая нагрев бетона до 70...80 °C в
течение 4 ч и сокращение расхода пара до 250. ..300 кг/м3.
Создание условий по улучшению структурообразования бе-
тона при термовлажностной обработке, т. е. уменьшения интен-
сивности массообмена, снижения вероятности переувлажнения
или пересушивания материала, возможно при отсутствии непо-
средственного соприкосновения поверхности изделия с тепло-
носителем (при контактном прогреве).
Контактный прогрев бетонных и железобетонных изделий
осуществляется в термоформах через днища и стенки формы, а
в герметически закрытых формах - и через крышку формы. Же-
сткие конструкции герметизируют, а в образовавшиеся полости
через штуцера подводится теплоноситель; в отсеки теплоноси-
тель может быть подан с помощью перфорированных труб. В
качестве теплоносителя используют пар, воду, масло и др. Воз-
можно также применение электроэнергии, для чего в полости
устанавливают трубчатые или плоские электронагреватели.
Температура в тепловых отсеках может достигать 130... 140 °C,
что интенсифицирует процесс и сокращает длительность тепло-
вой обработки. При использовании пара в качестве теплоноси-
теля предусматривают систему удаления конденсата и для об-
легчения его стенд-форму устанавливают с уклоном 1.. .2°.
Кассетные установки сочетают в себе установки для формо-
вания и термовлажностной обработки изделий, что обуславли-
вает значительную экономию производственных площадей.
Кассетные установки используются в двухстадийной техноло-
гии: формование и короткий прогрев в кассетной установке, а
окончание процесса тепловой обработки в камерах выдержива-
ния. Теплоноситель к греющим отсекам подводится с помощью
гибких шлангов, арматурный каркас и бетонная смесь подаются
сверху. Вибрирование бетона производится навесными вибра-
торами. В большинстве случаев в качестве теплоносителя ис-
406
пользую!' пар, однако возможно применение горячей воды.
Одной из наиболее распространенных схем пароснабжения
кассетных установок является эжекторная система (рис. 11.3).
Применение эжектора позволяет организовать циркуляцию теп-
лоносителя через тепловой отсек, уменьшить неравномерность
прогрева изделий, экономить тепловую энергию, многократно
используя теплоноситель.
Рис. 11.3. Схема эжекторной системы пароснабжения кассеты:
1 - магистральный паропровод; 2 - подающий коллектор; 3 — узел ре-
гулирования; 4 — эжектор; 5 — тепловые отсеки; б - коллектор сбора
конденсата; 7 - конденсационный горшок; 8 - конденсатопровод; 9 -
отсасывающий коллектор; 10 - формовочные отсеки с разделительной
стенкой.
Прогрев изделий в кассетных формах может производиться
сразу после окончания формования, без предварительного вы-
держивания. Для ускорения прогрева и сокращения продолжи-
тельности тепловой обработки целесообразно бетонную смесь
укладывать в предварительно подогретую до 40...45 °C форму.
В этом случае продолжительность подъема температуры в отсе-
ках форм до максимальной может быть сокращена до 1... 1,5 ч.
Для снижения температуры в тепловом отсеке применяют при-
нудительное охлаждение водой. Тепловую обработку в объем-
но-формовочных установках проводят в две стадии: вначале -
прогрев бетона в формующей установке с помощью электрона-
гревателей в сердечнике или пара и выдерживание его в течение
4 ч; затем - передвижение и выдерживание в туннельной каме-
407
ре. Парораспределительные трубопроводы устанавливают так,
чтобы паровые струи, создавая циркуляцию в колпаке, прежде
всего были направлены в углы.
В туннельных камерах, обогреваемых «глухим» паром, изде-
лия выдерживаются в течение 8... 10 ч.
Рис. 11.4. Автоклав:
1 — механизм подъема крышки; 2 - гидроцилиндр; 3 - предохрани-
тельный клапан; 4 — маслопроводы; 5 - электропривод; 6 — корпус; 7,
8, 17, - перепускной, выпускной и впускной штуцеры; 9 - байонитный
затвор; 10 — крышка; 11 — перфорированный паропровод; 12 — штуцер
удаления конденсата; 13, 16 - подвижная и неподвижная опоры; 14 -
продувочный штуцер; 75 - рельсовый путь.
Автоклавные установки предназначены для термовлажност-
ной обработки бетонных, железобетонных и силикатных изде-
лий в среде с избыточным давлением. Наличие избыточного
давления среды в начале тепловой обработки и возрастающая
относительная влажность паровоздушной среды способствуют
повышению физико-механических свойств твердеющего бетона.
Под воздействием давления в изделии происходит обжатие по-
408
верхностных слоев материала, повышающее прочностные свой-
ства бетона и уменьшающее водопоглощение. Рабочее избыточ-
ное давление в автоклавах - 0,8; 1,2; 1,6; 2,5 МПа. Загрузку из-
делий в автоклав (рис. 11.4) производят тележками с помощью
переходного мостика, соединяющего рельсовый путь в цеху с
рельсами внутри автоклава.
Пар в автоклаве распределяется сопловой подачей или через
перфорированный паропровод. Перед началом запаривания ав-
токлав продуваю!' паром для удаления воздуха, снижающего
интенсивность теплообмена. В первый период обработки проис-
ходит прогрев изделий до температуры 100 °C при конденсации
пара на изделиях и стенках автоклава; во второй период темпе-
ратура и давление повышаются до максимального значения, что
сопровождается прогревом и обжатием бетона. После периода
изотермического выдерживания наступает период охлаждения.
Снижение давления и температуры производится по ступенча-
тому графику с промежуточными выдерживаниями для вырав-
нивания давлений и температур по объему изделия.
В некоторых случаях после снижения давления до атмосфер-
ного производят вакуумирование. Вакуумирование дает воз-
можность снизить влажность изделий и ускорить их охлаждение
без потери прочности. Вакуумирование также создает дополни-
тельный градиент давления в теле изделия, обуславливающий
движение влаги от центра к периферии и необходимое обезво-
живание ячеистого бетона.
11.4.	Процессы термовлажностной обработки
непрерывного действия
В конвейерной технологии производства сборного железобе-
тона в сочетании с тележечными конвейерами применяют одно-
или многоярусные горизонтальные камеры тепловой обработки.
Изделия, находящиеся в вагонетках, проходят термовлажност-
ную обработку в камерах, расположенных параллельно формо-
вочному конвейеру, а подаются в камеру соответственно пере-
даточной тележкой, снижателем или подъемником. Камеры по
409
длине разделены на 3 следующие зоны: нагрева, изотермическо-
го выдерживания и охлаждения. В отличие от установок перио-
дического действия, изделия в таких камерах не проходят все
этапы обработки в одном месте, а перемещаются друг за другом,
последовательно проходя все зоны обработки. Предварительное
выдерживание изделия проходят после формования на пути
движения в камеру. Теплоноситель подают в зоны нагрева и
изотермического выдерживания; зона охлаждения вентилирует-
ся. В качестве теплоносителя применяют: «острый» пар, т. е.
непосредственное соприкосновение пара с поверхностью бето-
на; «глухой» пар — обогрев паровыми регистрами; электронагре-
ватели. Схема щелевой камеры термовлажностной обработки
наклонно-замкнутого конвейера представлена на рис. 11.5.
Рис. 11.5. Щелевая камера термовлажностной обработки:
I, II, ///-зоны нагрева, изотермического выдерживания, охлаждения; /
- наклонный снижатель; 2 — паровые регистры (или ТЭНы); 3 — тележ-
ки с изделиями; 4 - подъемники; 5 — формовочный конвейер.
В настоящее время применяют щелевые камеры с обогревом
электроэнергией с помощью ТЭНов.
В щелевых камерах для улучшения условий теплообмена
монтируются вентиляционные системы: рециркуляционная - в
зоне нагрева и приточно-вытяжная - в зоне охлаждения.
410
Рис. 11.6. Вертикальная камера на 4 штабеля изделий:
а - общий вид; б - разрез; 1 - ограждения камеры; 2, 7 - формы с изде-
лиями; 3, 15 — передаточные тележки; 4 — стол-снижатель; 5, 10 —
стол-подъемник; б - вход в камеру; 8 — рольганг; 9 — направляющие
подъемника; 11 — гидро домкрат; 12 - станина подъемника; 13 - отсе-
катель; 14 — кольцевой перфорированный паропровод.
Улучшение условий теплообмена и повышение коэффициен-
та теплоотдачи от паровоздушной смеси позволяют сократить
длительность тепловой обработки и расход тепловой энергии на
10-15 %. Если производительность одноярусной щелевой каме-
ры не обеспечивает тепловую обработку изделий, то применяют
многоярусные туннельные камеры. Многоярусные туннельные
камеры характеризуются неравномерностью температуры и от-
носительной влажности по высоте, вызванной расслоением па-
411
ровоздушной смеси. Для обеспечения одинаковых условий тер-
мовлажностной обработки и равной прочности изделий целесо-
образно разделение ярусов перекрытиями и создание индивиду-
альных систем теплоснабжения для каждого яруса.
Рациональное использование расслоения паровоздушной
смеси предусмотрено в вертикальной камере конструкции
А.А. Семенова (рис. 11.6). Система пароснабжения вертикаль-
ной камеры состоит из узлов регулирования давления и расхода
и системы раздачи пара, которая включает кольцевой перфори-
рованный паропровод, смонтированный в верхней части каме-
ры. Выходя из паропровода, пар поднимается в верхнюю часть
камеры, вытесняя воздух. Изделия, поднимаясь вверх, последо-
вательно попадают в зоны с более высокой температурой, в
верхней части камеры проходят изотермическое выдерживание, а
затем, снижаясь, проходят зоны с более низкой температурой и
охлаждаются. В среде насыщенного пара происходит эффектив-
ный теплообмен, максимально используется тепловая энергия
пара, избыток пара конденсируется на поднимающихся холодных
изделиях. Удельный расход пара 100... 150 кг/м3 изделий.
11.5.	Электротермообработка
Электротермообработку бетона применяют с целью ускоре-
ния его твердения за счет использования теплоты, получаемой
от превращения электрической энергии в тепловую.
Методы электротермообработки классифицируют на три
следующие группы: электродный прогрев (собственно электро-
прогрев); обогрев различными электронагревательными устрой-
ствами; нагрев в электромагнитном поле.
Электродный прогрев бетона осуществляют непосредствен-
но в конструкции или до его укладки в опалубку, пропуская
электрический ток через бетон или бетонную смесь. Так как вы-
деление теплоты происходит непосредственно в бетоне при
пропускании через него электрического тока, КПД использова-
ния электрической энергии значительно выше; температурное
поле распределяется в бетоне равномерно. Одним из основных
412
исходных параметров при расчете электродного прогрева бетона
является его удельное электрическое сопротивление р , вели-
чина которого зависит от состава и количества жидкой фазы в
единице объема. На удельное сопротивление бетона большое
влияние оказывает также степень его уплотнения. Так, измене-
ние коэффициента уплотнения бетонной смеси на 1 % вызывает
изменение р на 3 %. Электроды, применяемые при электро-
обогреве бетона, подразделяются на пластинчатые, полосовые
(ленточные), стержневые и струнные.
Наиболее эффективны пластинчатые электроды, располагае-
мые на двух противоположных плоскостях конструкции и под-
ключаемые к разным фазам.
При контактном электрообогреве осуществляется непо-
средственная теплопередача от греющих поверхностей к про-
греваемому бетону. Распределение теплоты в бетоне происхо-
дит преимущественно путем теплопроводности.
Электрообогрев изделий и конструкций может выполняться с
помощью различных нагревателей: проволочных, греющих ка-
белей и проводов, стержневых, трубчато-стержневых и уголко-
во-стержневых, трубчатых (ТЭНы), индукционных, сетчатых,
пластинчатых, пленочных.
Возможен также прогрев путем кондуктивной теплопередачи
от нагретой поверхности термоактивной опалубки. Источником
теплоэнергии служит поверхность щита, которая включается в
электрическую сеть через понижающий трансформатор. Сила
тока в стальном листе достигает 5000... 10000 А, напряжение
0,7...3,0 В.
Прилегающие к опалубке слои бетона нагреваются со скоро-
стью 15...25 °С/час, в период изотермического выдерживания
температуру поддерживают периодическим включением элек-
трической цепи. Для обработки изделий в воздушной среде с
температурой 100... 150 °C и низкой относительной влажностью
применяют инфракрасный прогрев. Инфракрасная установка
состоит из инфракрасных излучателей в комплекте с отражате-
лями и поддерживающих устройств. Используют различные из-
лучатели: трубчатые (ТЭНы), стержневые карборундовые, кера-
413
мические электрические лампы инфракрасного излучения. Из-
лучатели с поддерживающими устройствами размещены во
внутренней плоскости сферических и трапецеидальных отража-
телей. Сферические отражатели применяются для передачи
энергии излучением на расстояние до 3 м, а трапецеидальные -
до 1 м.
При тепловой обработке инфракрасными лучами прочность
бетона во многом зависит от условий облучения (режима про-
грева, расположения излучателей), а интенсивность теплового
потока на поверхности материала — от расстояния до источника
излучения (в обратной пропорции). При инфракрасном прогреве
можно совмещать термовлажностную обработку и подсушку
изделий.
Индукционный метод термообработки бетона основан на ис-
пользовании магнитной составляющей переменного электро-
магнитного поля для нагрева стали вследствие теплового дейст-
вия электрического тока, наводимого электромагнитной индук-
цией. Сущность метода заключается в следующем. Бетонные
конструкции, находящиеся в ферромагнитных формах, поме-
щаются в переменное электромагнитное поле индуктора. На по-
верхности опалубки укладывают витками изолированный про-
вод и пропускают по нему переменный ток, тогда в арматуре и в
опалубке (стальной) начинают циркулировать вихревые токи.
Выделяемая в результате этого арматурой и стальной опалубкой
теплота расходуется на прогрев бетона конструкции.
Вихревые токи, возникающие в загрузке, циркулируют не по
всей ее толщине. При попадании электромагнитной волны на
поверхность металла амплитуда плотности вихревых токов по
сечению загрузки убывает от поверхности вглубь, причем около
90 % всей теплоты выделяется с поверхностного слоя. Так как
электрическое сопротивление в стыке значительно выше сопро-
тивления при движении тока по стенкам опалубки, то ток воз-
вращается по внутренней ее поверхности, которая и выделяет
теплоту.
Для устранения перепадов температуры, обусловленных не-
равномерным распределением напряженности поля, витки ин-
414
дуктора на различных участках длины (высоты) конструкции
укладывают с различным шагом.
Возможно применение индукционного прогрева при изго-
товлении изделий по кассетной или пакетной технологии с ус-
тановкой индукционных нагревателей между изделиями. Такой
нагреватель состоит из обмотки, образующей замкнутый магни-
топровод с металлом стальной опалубки или с арматурой, если
опалубка выполнена из дерева. Индукционный нагреватель реа-
лизует комбинированный способ преобразования электрической
энергии в тепловую, за счет активного сопротивления стального
токопровода, активного сопротивления «загрузки» вихревым
токам и гистерезиса строительной стали.
11.6.	Расчет процессов термовлажностной обработки
Расчет установок термовлажностной обработки изделий со-
стоит из следующих этапов: конструктивного, технологическо-
го, теплотехнического, аэродинамического.
Технологический расчет состоит в выборе режима термо-
влажностной обработки изделий, проверке правильности вы-
бранного режима путем выполнения расчета прогреваемости
изделия; определении общей длительности цикла обработки;
определении годовой производительности установки.
Теплотехнический расчет установки выполняют путем со-
ставления материального и теплового балансов.
Материальный баланс определяет равенство масс материа-
лов, поступивших на тепловую обработку и прошедших ее. Так
как в процессе тепловой обработки возможны потери материала
(например, испарение влаги), то уравнение материального ба-
ланса запишем в следующем виде:
G; = G2 + G„,	(11.4)
где G? + Gn - расход материала с учетом потерь;
G; — приход материалов, кг.
415
Gi - Gc + GBI + Ga + Gmp + Gmp,	(11.5)
где Gc — сухая масса уложенных изделий, кг,
Gc = Gy + G„ + Сщ = Уб(Ц+ П + Щ),	(11.6)
где V6 - объем бетона в расчетной загрузке, м3;Д П, Щ - удель-
ный расход соответственно цемента, песка и щебня на 1 м3 бе-
тона, кг; GBi — масса воды затворения, кг,
Gb.^VbA,	(11.7)
где А — удельный расход арматуры и закладных деталей на 1 м3
бетона.
Масса транспорта Gmp, кг,
Gmp = Gmpin,	(118)
где G^ — масса i-ой формы, кг; п — количество форм.
Массу материалов GOip, кг, рассчитывают, зная объем огражде-
ний Уогр, м3, и удельные характеристики материала ограждений:
Gozp Уогр'Рогр-	(11-9)
Расход материалов, кг:
G2 = Gc + Gb2 + Go + Gmp + Gozp. (11.10)
Масса оставшейся в изделиях воды, кг, уменьшилась за счет
испарения влаги:
Gb2 ~ Gbi + W,
где W =	— — - масса испаренной влаги, зависящая от из-
менения влажности материала.
416
На основе материального баланса составляют тепловой баланс
для периода нагрева и изотермического выдерживания, в котором
учитывают все статьи прихода и расхода теплоты для установки в
целом или отдельных ее зон. На основе расходов теплоты опре-
деляют часовые и удельные расходы теплоносителя.
Приход теплоты состоит из следующих статей:
1.	Теплота, принесенная в установку сухой частью массы бе-
тона и зависящая от ее объема, теплоемкости и температуры,
Qr=GcCctc.	(11.11)
Массу GCi определяют из материального баланса, теплоем-
кость — по теплофизическим характеристикам материалов, тем-
пературу - из условий хранения или разогрева составляющих.
2.	Теплота, принесенная водой затворения:
QB=GBCBtB,	(11-12)
теплоемкость воды (G) GB^ = 4,19 кДж/(кг-°С).
3.	Теплота арматуры и закладных деталей:
Qa ~ Ga Са t ,	(П-13)
где С ~ 0,48 кДж/(кг-°С) - теплоемкость металла.
4.	Теплота, внесенная в установку транспортом:
Qmpi =GmpCmptmpi,	(11.14)
где Стр — удельная теплоемкость материала транспорта, для
металла Cmpi = 0,48 кДж/(кг-°С).
5.	Теплота экзотермии цемента, выделившаяся за расчетный
период:
417
Q3K3=G4q3K3,	(11-15)
где q3K3 -тепловыделение цемента, кДж/кг.
6.	Теплот а насыщенного водяного пара, принесенного в ус-
тановку, если теплоносителем является пар:
Qn, = Gnin,	(11.16)
где Gn — масса пара, поступающего в установку за расчетный
период, кг; 1П - энтальпия пара, равная в зависимости от его
температуры 2550...2800 кДж/кг.
При использовании в качестве теплоносителя продуктов сго-
рания топлива вместо п. 6 вводятся пп. 7,8.
7.	Теплота сгорания топлива:
Qm=Q?B,	(11.17)
где Q„ - теплотворная способность топлива, для природного
газа 35000...40000 кДж/м3, В — расход топлива, кг/ч.
8.	Теплота, принесенная воздухом в установку:
QB=aV°CBtBB,	(11.18)
где а - коэффициент избытка воздуха, а= 1,1. ..1,7; V0 - объем
воздуха, необходимого для сгорания единицы топлива; Св, tB -
теплоемкость и температура воздуха, С в — 1,0 кДж/(кг-°С).
9.	Теплота конструкций ограждений:
Qo,P=YGo^cmpt^.	(11.19)
Расход теплоты состоит из следующих статей:
1.	Теплота сухой части изделий, нагретых до их средней тем-
пературы к концу расчетного периода:
418
Qc=GcCct„,	(11.20)
где Z — 0,67z" + 0,33t" - средняя температура изделия в конце
стадии; Z" , Z" - температуры центра и поверхности изделия,
определяют из расчета прогреваемости изделия.
2.	Теплота воды затворения, оставшейся в изделии к концу
расчетного периода:
QB =Gb Св t .	(11.21)
3.	Теплота арматуры и закладных деталей:
Qa=GaCatn.	(11.22)
4.	Теплота транспорта:
Q,P2=GvC„ptn.	(11.23)
5.	Теплота, затраченная на испарение и перегрев испаренной
влаги:
Qn = йф550 + 1.97г2),	(11.24)
где W - количество испаренной влаги, кг, определенное в мате-
риальном балансе; 2550 - теплота, затраченная на испарение
1 кг влаги, кДж/кг; 1,97 - теплоемкость водяного пара,
кДж/(кг-°С); t2 - средняя температура среды в установке за рас-
четный период.
6.	Теплота материалов ограждений к концу расчетного пе-
риода:
Qo.p=YG^p^p,	(11.25)
419
подсчитывается отдельно для различных частей ограждений.
7.	Потери теплоты в окружающую среду от различных частей
ограждений:
1,в^=3,6т, (/„-(, Ж.
(11.26)
где к, - коэффициент теплопередачи различных частей огражде-
ния, зависящий от внешнего и внутреннего теплообмена.
8.	Теплота пара (теплоносителя), заполняющего свободный
объем установки:
Qce.o6. Св.об.Рп^П 
(11.27)
Свободный объем камеры:

(11.28)
где VK, V6, Vmp — соответственно объемы камеры, загрузки бето-
на и транспорта, м3.
9.	Теплота, уносимая конденсатом:
QkohU	G'конд^конд ’
(11.29)
где GKOtld - количество конденсата, равное 0,8...0,9 искомого
расхода пара за период; гконд = 4,19t2 - энтальпия конденсата
при температуре среды в установке.
10.	Теплота, теряемая при выбывании паровоздушной смеси
из установки (составляет 5... 10 % от общей суммы статей рас-
хода за этот период):
а., =(0,05...0,1)Ей .
(11.30)
420
Суммируя и приравнивая статью прихода и расхода, решая
полученные уравнения теплового баланса, находят необходимое
количество топлива (или пара), поступающего за период:
а,		(изо
к
Gn
Часовой расход пара, кг/ч, q4 — —- .
Ti
Gn
Удельный расход пара, кг/ч, qv =	.
По максимальным часовым расходам пара производят расчет
трубопроводов.
Аэродинамический расчет установки выполняют при нали-
чии в установке дутьевых, циркуляционных или вытяжных сис-
тем, воздушных завес или систем воздушного охлаждения. При
этом определяют количество участвующего в процессе воздуха
или теплоносителя, размеры газовых трактов и их сопротивле-
ния, по производительности и мощности выбирают вентилятор
или дымосос.
421
Глава 12. ПРОЦЕССЫ СУШКИ МАТЕРИАЛОВ
И ИЗДЕЛИЙ
12.1.	Теоретические основы процесса сушки
Удаление влаги из материала происходит под влиянием двух
процессов: взаимодействия материала с окружающей средой
(внешний тепло- и массообмен) и внутреннего тепло- и массо-
переноса, т. е. диффузии влаги от центральных слоев к наруж-
ной поверхности.
Внешний тепло- и массообмен при сушке.
Интенсивность влагоотдачи, кг/(м2-ч), от поверхности мате-
риала в окружающую среду описывается уравнением:
=-а'(Р„.м.-Рв),	(12-1)
где а' - коэффициент влагоотдачи, кг-м2/(м2 ч-Па); Рпм - дав-
ление пара на поверхности материала, Па; Ре — парциальное
давление пара в окружающей среде, Па.
Так как в сушильных установках преобладает конвективный
теплообмен, то интенсивность потока теплоты к материалу,
кДж/(м2 ч), зависит от теплофизических характеристик и скоро-
сти движения сушильного агента, температуры и характера по-
верхности материала:
4=a(ic-tn),	(12.2)
где а — коэффициент теплоотдачи от сушильного агента к мате-
риалу, Вт/(м2-°С); tc,tn - средние температуры соответственно
сушильного агента и поверхности материала, °C.
При конвективном теплообмене поток теплоты, получаемый
влажным материалом из окружающей среды, расходуется на его
нагрев и испарение влаги:
422
a(tc -tn)=Rvp0
( dt
c — + r
, dr
dlf
dr y
(12.3)
где Rv - отношение объема материала к его поверхности, с кото-
рой происходит испарение; р0 — плотность материала, кг/м3; с —
теплоемкость материала, кДж/(кг°С); г - скрытая теплота парооб-
„ , dt
разования, кДж/кг; - — изменение температуры материала (на-
dz
dU
грев), °С/ч;----изменение влагосодержания материала (испаре-
dz
ние), кг/ч, т.к. испарение влаги приводит к уменьшению влагосо-
dU
держания материала, то величина----отрицательна.
dz
Внутренний тепло- и массообмен.
В процессе сушки изменяются температура и влагосодержа-
ние поверхности материала, вызывая в материале распростране-
ние теплоты (теплоперенос) и движение потоков влаги и возду-
ха (массоперенос). Тепло- и массоперенос в материале опреде-
ляются градиентами температур, влагосодержаний и давлений.
Если температура в двух точках материала различна, то раз-
ность температур (At=trt2) называется температурным перепа-
дом, а удельный перепад, т. е. перепад температур на единице
протяженности теплового потока, - температурным градиен-
том.
At t, -t? dt
— = ——- =— = grad t.	(12.4)
x x dx
Удельный перепад влагосодержаний в материале называют
градиентом влагосодержаний
423
x
dU
—---= grad и ;
dx
а удельный перепад давлений - градиентом давлений
Рх -р2 dp
—------ = ~Г = grad р.
х dx
(12-5)
(12-6)
Различные исследования позволяют сделать вывод о том, что
наиболее интенсивный перенос влаги в материале происходи!’
при совпадении градиентов влагосодержаний, температур и
давлений. При этом градиенты не оказывают взаимного тормо-
зящего воздействия на потоки влаги, что является важнейшим
условием для организации интенсивного сушильного процесса.
12.2.	Периоды процесса сушки
Для знакомства с динамикой изменения температур и влаго-
содержаний в материале в процессе сушки представим, что по-
ристый материал с начальным влагосодержанием ио и темпера-
турой to помещен в установку с непрерывно меняющимся су-
шильным агентом и постоянной температурой tc.
Рис. 12.1. Схема направлений градиентов и частотных потоков
массы при сушке
424
В первый период (7) сушки — период прогрева (т7) — происхо-
дит прогрев материала и t ° в установке повышается от to до tu.
Температура на поверхности материала значительно выше (А;);
поток массы qt (рис. 12.1), вызванный градиентом температур,
направлен к центру изделия.
Градиент температур оказывает тормозящее действие на пе-
редвижение влаги к поверхности, что отражается в уравнении
плотности потока для периода Г.
где qu - плотности потока массы, кг/(м2-ч); qt - удельный пе-
ренос влаги, кг/(м2 ч); qp - удельный поток влаги за счет гради-
ента давления, кг/(м2-ч).
Интенсивность испарения влаги в течение периода Т] возрас-
тает. А влажность материала снижается незначительно.
Период II называется периодом постоянной скорости сушки
и характеризуется постоянной температурой материала как на
поверхности, так и в центре его, равной температуре мокрого
термометра:
1ц ~ ^nii ~	~		(12.8)
Внешняя поверхность покрыта слоем влаги и скорость сушки
определяется условиями внешней диффузии пара через погра-
ничный слой в окружающую газовую среду. Градиенты темпе-
ратур отсутствуют; передвижение влаги к поверхности зависит
от градиентов влагосодержаний и давлений:
С129)
Сушка происходит с постоянной интенсивностью, прибли-
жающейся к интенсивности испарения влаги со свободной по-
425
верхности. Процесс заканчивается, когда свободная влага пол-
ностью испарится, влагосодержание снизится до критического
UK, а влагосодержание на поверхности - до гигроскопического
иг, соответствующего влажности материала при длительном
воздействии на него насыщенной парами окружающей среды.
Период III сушки материала называется периодом падающей
скорости сушки. Основная влага удалена из материала в преды-
дущем периоде, поэтому скорость сушки зависит, в основном,
от скорости перемещения влаги внутри материала по капилля-
рам и порам. Теплота в период III расходуется не только на ис-
парение влаги, а также на нагрев материала. Температура по-
верхности приближается к температуре сушильного агента /д за
счет теплопроводности материала прогревается весь его объем,
температура центра растет. В результате вновь возникает пере-
пад температур на участке поверхность-центр, а поток массы qt,
вызванный градиентом температур, направлен внутрь материа-
ла. Удаление влаги продолжается, однако интенсивность испа-
рения уменьшается и по достижении материалом равновесий
влажности становится равной нулю.
Уравнение плотности потока массы для периода падающей
скорости сушки (III) записывается в следующем виде:
Уш = Яи ~ Я'~ <3р 	(121°)
Напряжения и деформации в процессе сушки.
При удалении влаги частицы материала сближаются. В ре-
зультате размеры изделия сокращаются, и происходит опреде-
ленная усадка материала, зависящая от его структуры и вида
связи влаги.
В период I и III температура материала по толщине изделия
различна, в результате чего возникает неравномерное расшире-
ние различных слоев:
lt — Zo (1 + Az),,	(12.11)
где а, - коэффициент линейного расширения.
426
При анализе напряженных состояний необходимо отметить,
что напряжения, возникающие под влиянием градиентов влаго-
содержаний и температур, имеют противоположные знаки, и
уменьшая друг друга, снижают напряженное состояние мате-
риала. Однако усадка, вызываемая испарением влаги, во много
раз превышает температурное расширение материала, и поэтому
скорость испарения влаги оказывает основное влияние на де-
формативное изменение его структуры.
Перепады давлений также могут быть причиной нарушения
структуры материала при сушке.
12.3.	Классификация процессов сушки
а)	Сушка с рециркуляцией
При обработке изделий по мягким температурным и влажно-
стным режимам применяют сушку с использованием отрабо-
танного сушильного агента, или сушку с рециркуляцией.
Рис. 12.2. Сушка с рециркуляцией:
1 - смесительная камера; 2 - подающий вентилятор; 3 - калорифер;
4 - сушильная установка; 5 — отсасывающий вентилятор.
На приведенной схеме (рис. 12.2) наружный воздух с пара-
метрами точки А и отработанный сушильный агент с парамет-
рами точки С в смесительной камере 1 смешиваются.
427
Смесь с параметрами точки А' подается с помощью вентилятора
2 в калорифер 3, а затем в сушильную установку 4. Проходя через
калорифер, смесь нагревается до параметров точки В', а в сушиль-
ной установке увлажняется, отбирая влагу из материала.
При реализации процесса сушки с рециркуляцией значитель-
но снижаются температуры нагрева воздуха в калориферах, од-
нако увеличиваются расходы за счет установки дополнительных
вентиляторов и систем.
б)	Сушка с подогревом в сушильной камере
В этом варианте сушильного процесса, как и в сушке с ре-
циркуляцией, подача сушильного агента с высокой температу-
рой отрицательно воздействует на качество материала, что вы-
нуждает снижать температуру на входе в установку. В данном
варианте дополнительная теплота подается непосредственно в
сушильную установку (рис. 12.3).
Рис. 12.3.Сушка с подогревом в сушильной камере:
1 — калорифер; 2 — сушильная установка, 3 — вентилятор.
Наружный воздух (точка А) нагревается в калорифере 1 до
параметров точки Bh а затем подается в сушилку 2, где в ходе
сушки с помощью установленных нагревательных приборов вы-
рабатывается дополнительная теплота.
в)	Многозонная сушка с промежуточным ступенчатым подог-
ревом и рециркуляцией в настоящее время получает широкое
распространение. Такой вид сушки позволяет в материале или
428
изделиях снизить разность потенциалов, уменьшить напряжен-
ное состояние, приблизить процесс сушки к естественному.
Сушильная камера разделена на 3 зоны (рис. 12.4).
Рис. 12.4. Сушка многозонная с промежуточным подогревом
В зоне I наружный воздух смешивается с находящимся в ус-
тановке сушильным агентом и подогревается нагревательным
прибором, получая количество теплоты qy, аналогичные процес-
сы происходят в зонах II и III.
г)	Сушка дымовыми газами
При сушке строительных материалов и изделий, к которым
не предъявляются повышенные требования по чистоте поверх-
ности (песок, глина, щебень), широко используют продукты
сгорания топлива, получаемые в специальных топках или отра-
ботанные в других тепловых установках (котельных, печных).
На схеме (рис. 12.5) дымовые газы, выходящие из топки 1 или
отработавшие в установке 2, подаются в камеру 3, где смеши-
ваются с наружным воздухом (т. Л); сюда же могут быть поданы
рециркуляционные газы.
Вентиляторами газовоздушная смесь подается в сушилку 4 и
отсасывается из нее.
Этот вариант сушильного процесса применяют при сушке
теплоизоляционных изделий, гипсовых и керамических камней.
429
Рис. 12.5. Сушка дымовыми газами:
1 - топка; 2 - установка для забора отработанных газов; 3 - камера
смешивания; 4 — сушильная камера.
д)	Основной вариант сушильного процесса
Вентилятор 1 (рис.12.6), забирая воздух из окружающей сре-
ды с параметрами, характеризуемыми точкой А, подает его в
калорифер 2, где он нагревается до параметров, характеризуе-
мых точкой В, превращаясь при этом в сушильный агент с вы-
сокими свойствами.
Затем воздух вентилятором 4 просасывается через сушиль-
ную установку 3, отбирая влагу из материала, увлажняясь и из-
меняя свои параметры от значений, определяемых точкой В до
значений, определяемых точкой С. При этом сушка может про-
исходить при постоянном теплосодержании влажного воздуха, а
также при подаче дополнительного количества теплоты в су-
шильную установку или при потере ее.
Рис. 12.6. Схема сушильной установки:
1 - дутьевой вентилятор; 2 - калорифер; 3 - сушильная камера; 4 -
вытяжной вентилятор.
430
12.4.	Режимы сушки
Эффективные режимы сушки должны обеспечивать высокую
интенсивность сушильного процесса, сохраняя при этом качест-
венные характеристики материала.
Мягкие режимы отличаются большой длительностью про-
цесса и невысокими температурами обработки, а жесткие — по-
вышенной температурой и короткими сроками.
Для материала режим сушки определяется его напряженным
состоянием, вызванным перепадом влагосодержаний между
центром материала или изделия и поверхностью (Utj — J7„). По
А.В. Лыкову, напряженное состояние материала по критерию
трещинообразования:

(12-2)
где Uо - среднее начальное влагосодержание материала; U —
среднее влагосодержание в данный период времени.
Для периода постоянной скорости сушки, когда выдержива-
ется постоянство температур по всему объему материала, осно-
вой расчета является массообменный критерий Кирпичева:
откуда может быть определена плотность потока влаги:
qm =	,	(12.14)
к
где ат - коэффициент потенциалопроводности, м2/ч; ро - плот-
ность сухого материала, кг/м3; R — линейный размер тела, м.
431
Однако рассчитывать режим сушки аналитическими метода-
ми можно только в простейших конкретных случаях, для кото-
рых определены контакты и критерии тепло- и массообмена.
Как правило, оптимальный режим сушки для каждого материала
устанавливают опытным путем.
12.5.	Особенности процессов сушки
строительных материалов и изделий
При подготовке к дальнейшему использованию сыпучих и
кусковых строительных материалов широкое распространение
получили шахтные сушилки с неподвижным, кипящим, вибро-
кипящим и взвешенным слоем.
Шахтные сушилки с неподвижным слоем используются для
обработки больших объемов материала. В механизированных
вариантах использован принцип противотока: материал пересы-
пается по наклонным лопастям или подается вниз навстречу по-
току горячих газов, предварительно прошедших через слой ма-
териала, лежащего на подовых решетках. Газы фильтруются по
пустотам и каналам между кусками материала, проходя там, где
толщина слоя и его сопротивление меньше. Более интенсивная и
равномерная сушка происходит в установках кипящего слоя.
При повышении скорости движения сушильного агента ди-
намическое давление потока газа возрастает, приближаясь по
значению к давлению слоя материала. Частицы материала при
этом начинают перемещаться в пределах слоя. Объем, занимае-
мый материалом, увеличивается, а слой становится псевдо-
ожиженным. Частицы материала практически теряют контакт
друг с другом и свободно перемещаются под давлением потока
газа в пределах слоя. При этом частицы материала, потерявшие
влагу, становятся легче, захватываются потоком газа и уносятся,
причем расстояние транспортирования зависит от размеров час-
тицы. Схема сушильной установки для сушки материалов в ки-
пящем слое представлена на рис. 12.7. Сжигая топливо в топке и
смешивая дымовые газы с воздухом, получают сушильный
агент, подаваемый вентилятором под решетку с материалом.
432
Газы, проходя через решетку и слой материала, захватывают
высушенные мелкие фракции и транспортируют их в пылеоса-
дительные камеры и циклоны, в которых фракции обеспылива-
ются, а газы выбрасываются в атмосферу.
Рис. 12.7. Схема сушилки в кипящем слое
Сушилки для текучих материалов.
Сушку шликера производят в распылительных сушилках
(рис. 12.8).
Рис. 12.8. Схема распылительной сушилки
433
Сушильный агент, получаемый смешением дымовых газов из
топки с наружным воздухом, подают по центру в верхнюю часть
башни, откуда он вместе с материалом опускается вниз, что ис-
ключает укрупнение распыленных частиц. Затем сушильный
агент с помощью вытяжного вентилятора просасывают через
систему обеспыливающих устройств и удаляют в атмосферу.
Рис. 12.9 Барабанная сушилка:
1 - бункер-питатель; 2 - топка; 3 - камера смешения; 4 — сушильный
барабан; 5 - опоры; 6 - электропривод с редукторами; 7 — кольцевая
камера; 8 - конвейер; 9 - циклон
Для сушки сыпучих и мелкокусковых строительных мате-
риалов применяют экономичные и надежные в эксплуатации
барабанные сушильные установки (рис. 12.9). В топку 2 подают
топливо, а дутьевым вентилятором - необходимый для горения
воздух. Топочные газы в камере смешения 3 разбавляют наруж-
ным воздухом и подают в сушильную установку. При вращении
барабана материал из загрузочного бункера 1 перемещается в
кольцевую камеру 7, где попадает на конвейер 8.
Подъемно-лопастные насадки (рис. 12.10, а) различных кон-
фшураций применяют при сушке склонных к слипанию мате-
риалов. Секторные или ячейковые насадки (рис. 12.10, б) уста-
навливают для сушки очень мелких материалов, склонных к
434
пылению. Цепные насадки позволяют в сушильном агрегате со-
вмещать помол и сушку (рис. 12.10, в). Процесс сушки в бара-
банных сушилках проходит, в основном, за счет конвективного
теплообмена: некоторая часть теплоты передается излучением и
теплопроводностью от стенок барабана. В связи с этим одним из
главных показателей является степень загрузки барабана мате-
риалом. Рекомендованная степень загрузки барабана составляет
0,15...0,2.
Рис. 12.10. Насадки для сушильных барабанов:
а - подъемно-лопастная; б - секторная; в — цепная.
По основной конструктивной схеме в барабанной сушилке
предусмотрен принцип прямотока, т. е. материал и сушильный
агент двигаются в одном направлении. Однако возможен и дру-
гой вариант — противоток, когда сушильный агент движется на-
встречу материалу.
При обработке материала, снижающего свои качества при не-
посредственном контакте с сушильным агентом, применяют кон-
тактные сушилки, в которых теплоноситель отделен поверхно-
стью нагрева от высушиваемого материала. Процесс сушки прохо-
дит при движении материала самотеком или с помощью механиче-
ских устройств (шнеков, скребков). Под действием собственного
веса материал движется во вращающихся сушильных барабанах.,
обогреваемых снаружи дымовыми газами, или в сушилках с вра-
щающимся пучком труб, обогреваемых паром. Механическое пе-
редвижение материала обеспечивается тарельчатыми, скребковы-
ми или трубчатыми шнековыми установками.
435
Сыпучие, кусковые и гранулированные материалы могут вы-
сушиваться в сушилках непрерывного действия, представляю-
щих собой горизонтальный ленточный или вертикальный ков-
шовый конвейер. На ленточном конвейере слой материала тол-
щиной 100. ..300 мм перемещается вместе с металлической сет-
кой, прикрепленной к несущим звеньям конвейера. Сушильный
агент подается под несущую сечку конвейера. При просасыва-
нии газа через слой материала достигается высокая интенсив-
ность сушки. При подаче сушильного агента со скоростью псев-
доожижения под слой материала, лежащего на ленте, сушилка
может работать с кипящим слоем при непрерывном удалении
высушенного материала.
В пневматических сушилках совмещена интенсивность суш-
ки материала при равномерном его высушивании и пнев-
мотранспортирование к месту использования готового продукта.
Источником теплоты в таких установках является топка, из
которой дымовые газы, полученные при сжигании топлива, по-
ступают в камеру смешения, где их разбавляют наружным воз-
духом до нужных параметров. Затем сушильный агент подают в
рабочую камеру сушилки. Материал подается непрерывно и со-
вместно с потоком сушильного агента, поступающим из смеси-
тельной камеры.
Частицы высушенного материала отделяются от газов в ци-
клопах и подаются на склад готового продукта.
Камерные сушилки являются установками периодического
действия и применяются для сушки кирпича-сырца. Под полом
сушилки, по всей длине камеры, проходят 3 продольных канала:
два боковых подводят в камеру теплоноситель; средний - отво-
дит его из камеры. Температура газов в подводящих каналах
камерных сушилок 100...150 °C, в отводящем - 30...50 °C. Под
действием естественных аэродинамических сил нагретый су-
шильный агент из боковых каналов поднимается вверх по при-
стенным участкам и скапливается вверху камеры; в результате
эти зоны являются наиболее нагретыми. Скорость движения га-
зов 2,5...3,5 м/с, расход теплоты 6400...7000 кДж/кг испаренной
влаги, длительность сушки 3...5 суток. Сушильные установки
436
непрерывного действия, выполненные в виде различных тунне-
лей, получили широкое распространение в ПСМ. В качестве су-
шильного агента применяют дымовые газы печных установок в
смеси с воздухом, а также воздух, нагретый калориферами.
Движение сушильного агента и материала может быть органи-
зовано по следующим схемам: прямоточной, противоточной,
комбинированной, струйной, поперечной. Существуют много-
численные схемы привода сушильного агента и отвода отрабо-
тавших газов, среди которых наиболее распространены нижний
сосредоточенный подвод и нижний сосредоточенный отвод со-
ответственно нагнетающим и отсасывающим вентилятором.
Рис. 12.11. Сушилки для штучных изделий:
а — туннельная с применением вагонеточного конвейера; б - туннель-
ная вагонеточная для гипсовых блоков и архитектурных деталей.
В зависимости от способа транспортировки изделий тун-
нельные сушилки подразделяются на вагонеточные, монорель-
совые и конвейерные.
В работе большинства вагонеточных туннельных сушилок,
предназначенных для сушки кирпича-сырца, использована про-
тивоточная схема (рис. 12.11).
Туннельная сушилка с печными вагонетками имеет надпото-
лочный распределительный клапан и принудительную систему
437
рециркуляции. Вентиляторы обеспечивают циркуляцию воздуха
как вдоль туннеля, так и по его высоте. В качестве теплоносите-
ля используют горячий воздух температурой 150 °C, отбирае-
мый из зоны остывания печи для обжига изделий.
Прямоточные уоннелъные вагонеточные сушилки представ-
ляют собой блок из нескольких туннелей с общим фронтом за-
грузки и выгрузки, паровым или поточным калорифером. Су-
шильный агент через распределительные каналы, расположен-
ные под полом, подают вдоль камеры (по ходу движения изде-
лий) в загрузочные зоны туннелей. В зоне выгрузки через вы-
тяжные каналы с помощью отсасывающего вентилятора удаля-
ют отработанные газы.
Отходящие
. газы
Отходящие
} газы
Выход
"Г продукции
Топочные
газы
Пода ча	II	/ [| \ О I
I. Z— Ч, .	_
|7 П Гй Г/Т Г
б)
Рис. 12.12. Туннельные сушилки для штучных изделий.
Сушилки с комбинированной схемой движения сушильного
агента (рис. 12.12, а) работают по прямоточно-противоточной
схеме. Наружный воздух вентилятором продувают через кало-
рифер или смешивают с дымовыми газами в камере смешения.
Сушильный агент подается в центральную часть туннеля и раз-
деляется на два потока: большая часть газов движется по прин-
ципу противотока навстречу изделию к загрузочному торцу
туннеля, а меньшая по принципу прямотока удаляет оставшую-
ся влагу.
438
В струйной туннельной сушилке изделия передвигаются на
подвесных вагонетках по монорельсу. Ходовые ролики вагоне-
ток соединены цепью в конвейерную линию. При производстве
керамических труб (рис. 12.12, б) изделия устанавливают верти-
кально и при передвижении фиксируют в строго определенных
местах. Струя сушильного агента через сужающиеся сопла на-
правлена по оси изделий. Скоростной поток обладает эжекти-
рующим действием, увеличивая объем проходящих газов вдоль
стенок изделий.
Для подачи листовых изделий в сушилку и их транспорти-
ровки в процессе сушки применяют ленточные и роликовые
конвейеры. Ленту натягивают на ведущий и ведомый барабаны
и пропускают через сушильную камеру (рис. 12.13).
Рис. 12.13. Многоярусная роликовая сушилка:
1 - вытяжные окна; 2 - вытяжные короба; 3 - вентилятор; 4 - калори-
феры; 5 — раздаточные короба; 6 — раздаточные окна; 7 — паровые ре-
гистры; 8 — загрузочный мостик.
Сушилки с использованием электроэнергии применяют для
передачи энергии и прогрева материала инфракрасным излуче-
439
нием, токами высокой частоты и электромагнитным индукци-
онным прогревом.
В качестве источников инфракрасного излучения исполь-
зуют различные излучатели: ламповые, стержневые, трубча-
тые, плоские.
Сушка с использованием токов высокой частоты основана
на эффекте электрических потерь и выделении теплоты в мате-
риале-диэлектрике, помещенном между двумя электродными
пластинками, по которым проходит переменный электрический
ток высокой частоты. Особенностью этого способа прогрева яв-
ляется то, что выделение теплоты происходит равномерно во
всем объеме материала. Так как поверхность материала теряет
теплоту, то тепловые потоки, направленные из центра к поверх-
ности, способствуют диффузии влаги.
При сушке в индукционных камерах используются вихревые
токи, возникающие при прохождении тока по обмотке, выпол-
ненной вокруг металлического сердечника. Туннельная камера
покрывается снаружи тепло- и электроизоляцией, а по ее пери-
метру и длине наматывается обмотка из провода расчетного се-
чения. При прохождении тока внутренняя металлическая по-
верхность камеры нагревается, передавая теплоту материалу,
влага удаляется вытяжным вентилятором.
При сушке в среде перегретого пара материал испытывает
меньше деформации, чем при сушке воздухом, т. к. при этом
способе значительно меньше градиенты влагосодержания и нет
необходимости в регулировании влагосодержания сушильного
агента.
Поскольку в среде перегретого пара повышается температура
материала, резко интенсифицируется фазовое превращение, что
обусловливает качественное изменение механизма переноса
влаги внутри и на поверхности материала, длительность сушки
сокращается, производительность сушильных установок повы-
шается.
Сушка методом сброса давления основана на максимальном
использовании эффекта интенсивного молярного переноса пара.
Материал прогревается в установке при повышенном давлении
440
(0,8...2,5 МПа) за счет подачи пара из магистрали или нагрева
пара, выделившегося из материала. При резком снижении давле-
ния во всей массе тела происходит бурное парообразование -
вскипание влаги. Возникающий при этом градиент давления
центр-поверхность позволяет материалу освободиться от влаги,
находящейся в виде пара, и от большинства влаги в жидкой фазе.
12.6.	Основы расчета процесса сушки
Зная производительность одной установки (часовую с учетом
годового фонда рабочего времени), начальную СО\ и конечную
С02 влажность материала, составляют материальный баланс
сушки (рис. 12.14)
Рис. 12.14. Материальный баланс сушки
В сушильную установку поступают: влажный материал мас-
сой G1; состоящий из сухого материла Gc и влаги ; сушиль-
ный агент массой Д, состоящий из сухой части Lc и влаги
dxLc. После сушки материал массой G2 имеет массу сухого ма-
териала Gc и массу остаточной влаги W2', сушильный агент
массой L2 содержит Lc сухой части и d2Lc влаги:
441
Gc+Wl+Lc+dxLc =Gc+W2+Lc+d2Lc; (12.15)
Wy + dxLc — W2 + d2Lc.
Количество испаренной из материала влаги, поглощенной
сушильным агентом, кг/ч,
z _ 4 _ loop ~ W~ (d2 -d{\	(12.16)
Затем по i — d- диаграмме производят графическое построе-
ние выбранного варианта сушильного процесса и определяют
параметры сушильного агента для всех периодов сушки.
Расход теплоты для теоретического процесса сушки находят
из уравнения теплового баланса
4 ’ Z0 + 2 = 4 ‘ г2 =	’ О ’	(12.17)
где в приходной части — теплота, принесенная наружным возду-
хом, Lc  i0 и теплота, полученная сушильным агентом в кало-
рифере Q; в расходной части - теплота сушильного агента в
конце процесса сушки Lc  i2 :
Q = Lc(i2-ix).	(12.18)
Удельный расход теплоты на 1 кг испаренной влаги, кДж/кг,
в теоретическом процессе
Q	1000 Л	. х	, ЛЧ
d ~	~ KZ2 zo)~ ,	, (z2 zo)-	(12.19)
W	d2- dx
442
Тепловой баланс действительного процесса, в отличие от
теоретического, учитывает дополнительные поступления тепло-
ты в установку, а также различные ее потери:
+ Ядоб + Явл + Ярец = Явыб + Ял, +
(12.20)
+ Ятр + Я огр + Яо.с. + Як + Ярец,
где qx = /1 — теплота, полученная газами в калорифере или топ-
ке;
Ядов ~ ^°б— теплота, сообщенная дополнительными нагре-
W
вательными устройствами в сушилке;
qm = 4,2/Л(1 - теплота, принесенная влагой материала при
температуре tMl;
Я Рец = ^РеЧ ' г2 ~ теплота, принесенная рециркулирующим га-
зом;
Явыб ~ Кыб ' z2 ~ теплота, уносимая из установки отработав-
шим сушильным агентом;
52	^М2 ~См\
qM =--------------—------------- - теплота, расходуемая
на нагрев высушиваемого материала;
/ , Gmp (Сmiр2 ^тр2 mpl mpl )
qmp  -------------——————— - теплота, расходуе-
мая на нагрев транспорта;
/ I ^огр ' (^-'огр2 огр2 ^огр1 ^огр! У
q,,n = ----------------------------- - теплота, расхо-
Чогр	цг
дуемая на нагрев ограждений сушилки;
3,бУ7;. ki-Lti
qoc =--------------- - теплота, теряемая установкой в
W
окружающую среду;
443
q„ ~ неучтенные потери, принимают в размере 10 % от сум-
мы предыдущих потерь.
Обозначив все потери
X	+ Чтр + Я огр + Чо.с. +	>
запишем тепловой баланс
^(Z2 Zl) ~ Чдоб + 452/М1	•
(12.21)
(12.22)
Из уравнения теплового баланса определяют нужную неиз-
вестную величину (удельный расход теплоты, величину доба-
вочной теплоты и т. п.).
Выполнение расчетов материального и теплового балансов
позволяет определить удельный и часовой расходы подаваемого
и рециркулирующего сушильного агента. По этим показателям
рассчитывают и подбирают калорифер, топки, а затем опреде-
ляют расход теплоносителя.
444
Глава 13. ПРОЦЕССЫ ОБЖИГА
МАТЕРИАЛОВ И ИЗДЕЛИЙ
13.1	Общие сведения
Обжиг — это нагрев и выдержка при высокой темпералуре
различных материалов с целью придания им необходимых
свойств. С помощью обжига получают кирпич, керамические,
фарфоровые, фаянсовые изделия, заполнители, вяжущие веще-
ства и др. Обжиг осуществляется в обжиговых печах.
Во время обжига сырье подвергается сложным физическим,
химическим и физико-химическим изменениям. Суммарные за-
траты на обжиг составляют 35...40 % себестоимости готовой
продукции.
Режим обжига включает такие параметры, как температура,
время и характер газовой среды. Процесс обжига состоит из
следующих периодов: подогрев до температуры обжига, вы-
держка при этой температуре и охлаждение. Длительность по-
догрева зависит от влажности полуфабриката, поступающего на
обжиг. При определении возможной длительности периодов
нагрева и охлаждения необходимо учитывать внутренние на-
пряжения, возникающие в материале при изменении его темпе-
ратуры. В связи с этим длительность периодов обжига зависит
от механических свойств обжигаемого материала, т. е. от его
способности выдерживать внутренние напряжения.
Химизация (модификация) материала проводится с целью
придания конечному продукту специальных или улучшенных
физико-механических свойств. Модификация материалов осно-
вана на физико-химическом соединении их с активным вещест-
вом, которое можно производить в любом периоде процесса об-
жига. Во вращающейся печи при температуре 120 °C... 1400 °C
кварцевый песок обжигают с небольшими присадками оксидов
щелочных металлов, которые служат минерализаторами для бы-
строго структурного перерождения кварца в тридимит и кристо-
балит. Так получают вяжущее для химически стойкого и жаро-
прочного бетона.
445
13.2.	Процесс обжига вяжущих материалов
По происхождению строительные вяжущие вещества бывают
природными и искусственными, а по составу — минеральными
(цементы, гипс, известь) и органическими (битум, смола, клей).
В ПСМ применяют в основном искусственные минеральные вя-
жущие вещества. Вяжущие делят на 2 группы: воздушные, т. е.
твердеющие на воздухе (известь, гипс) и гидравлические — твер-
деющие на воздухе и в воде.
Цемент — один из важнейших строительных материалов.
Производство его включает приготовление, обжиг сырьевой
смеси и размол обожженного продукта в порошок. Самый важ-
ный процесс - обжиг сырьевой смеси. Цель его — удаление ме-
ханически связанной влаги и протекание химических превраще-
ний: дегидратации, кальцинирования и клинкерообразования.
Обжиг сопровождается сложными физическими, химическими и
физико-химическими процессами, в результате которых образу-
ется клинкер - спекшиеся зерна размером до 3 см.
На характер этих процессов большое влияние оказывает ре-
жим работы печи: скорость перемещения материала по печи;
температура пылегазового потока; характер газовой среды; дли-
на подготовительных зон и наличие в них теплообменных уст-
ройств; длина зоны спекания в печи.
В зависимости от назначения зон температура материала из-
меняется от 20 °C до 1450 °C. В зоне сушки при нагревании сме-
си до 100 °C из нее испаряется химически не связанная вода.
Значительная часть кристаллизационной воды удаляется при
400...700 °C, а остатки ее (2...3 %) - при 900... 1000 °C. В зоне
подогрева температура материала достигает 700...800 °C. Уча-
сток печи, где интенсивно разлагаются карбонаты (t =900... 1100
°C) называется зоной кальцинирования. Оптимальная темпера-
тура спекания определяется свойствами исходного сырья, нали-
чием в нем различных примесей, тонкостью измельчения и од-
нородностью смеси, в этой зоне материал нагревается от 1300 °C
до 1450 °C.
446
Клинкер охлаждается воздухом и с температурой 1000. ..1100
°C выходит из печи. Этот участок печи называется зоной охла-
ждения.
Известь получают из карбонатных пород СаСО3 и MgCO3.
При обжиге они декарбонизируются, диссоциируя с выделением
углекислого газа. В производственных условиях температура
обжига известняка составляет 1000... 1200 °C и зависит от его
плотности, химического состава, содержания примесей, типа
печи и др. факторов. Обычно в шахтную печь загружают из-
вестняк с размерами кусков 60.. .200 мм, а топливо - 40.. .60 мм.
Чем больше куски, тем дольше они должны обжигаться. Поэто-
му режим обжига назначается по времени обжига кусков сред-
них размеров. Чем однороднее размер кусков известняка и топ-
лива, тем равномернее обжиг и выше производительность печи.
Гипс - это полуводный сульфат кальция, получаемый при те-
пловой обработке двуводного сульфата кальция:
CaSO4-2H2O-^>CaSO4-0,5H2O. CaSO4-2H2O начинает дегидрати-
ровать уже при нагреве до 60 °C, наиболее интенсивно процесс
происходит при 107. ..115 °C.
В промышленных условиях гипс варят в варочных котлах и
сушильных барабанах при 170... 180 °C, получая в результате
строительный гипс.
Выбор аппарата тепловой обработки зависит от свойств ис-
ходного сырья, производительности завода и требований к каче-
ству готовой продукции.
Высокопрочный гипс получают в автоклавах при давлении
0,12...0,13 МПа итемпературе 120...125 °C.
Все гипсовые вяжущие вещества делятся на 2 группы:
1)	материалы из полуводного гипса, которые обжигаются
при низкой температуре и быстро твердеют;
2)	материалы из безводного гипса, обжигаемые при высо-
ких температурах и медленно твердеющие.
447
13.3.	Процесс обжига керамических материалов
Керамические изделия готовят из минерального сырья, в ос-
новном глинистых пород, которые спекаются при высоких тем-
пературах, приобретая камнеподобные (формы) свойства. В ка-
честве примесей или добавок к глинам используют карбонаты
кальция и магния (СаСО3; MgCO3\ сернистые и железистые со-
единения.
Карбонаты в керамических массах при температуре
700... 1000 °C диссоциируют, выделяя углекислый газ (СО2). Ес-
ли керамическое изделие достаточно прочное, то выделяющийся
СО2 создает в нем пузыри и разного рода вспучивания. Камени-
стые карбонатные примеси при обжиге превращаются в кусочки
извести. В процессе эксплуатации известь поглощает влагу из
окружающей среды, гасится, превращаясь в СаО и увеличиваясь
в объеме.
Сернистые соединения дают на обожженных изделиях вы-
плавки. При температуре 550 °C начинается диссоциация суль-
фитов и сульфатов с выделением SO2.
Органические вещества при 300...400 °C сгорают, выделяя
летучие вещества.
Спекание — важнейший процесс при обжиге, при котором
формируются свойства керамического черепка. Оно происходит
за счет цементирующего действия эвтектоидных расплавов
(жидкостное спекание), реакций в твердой фазе и кристаллиза-
ции новообразований.
Керамические изделия обжигают в кольцевых, туннельных и
др. печах.
13.4.	Процессы спекания и вспучивания
Вспучивание - это увеличение материала в объеме за счет об-
разования и давления газов внутри замкнутых пор. Так получа-
ют керамзит из глинистых пород, вермикулит - из слюды, ячеи-
стое стекло - из искусственных стекол и др.
448
расплава и газооб^ Наличии в Чем вязкого силикатного
иивается. При на^аЗНЬ1Х про^Укгов ПРИ быстром нагреве вспу-
таких значений ЯГреВе СЬ1РЬ« температура должна достигнуть
спекается что ’ П?И КОТОРЫХ оболочка поры размягчается и
Чего пора станоТи^0^3^ ее уплотнением, в результате
внутри поры начнИТСЯ ГазопРониРаемС1^- Если в этот момент
Уплотненную об ВЬ1Деляться газы, то они не пройдут сквозь
быточное давле °Л°ЧК^’ Накапливаясь в поре, газы создают из-
высокой темпеп П°Д действием которого размягченная от
является венуаТ^^Ы °®ол°Чка расширяется. Этот процесс и
ганием элементарной ячейки (поры) глиняной
быточное
ВЫСОКОЙ '
гранулы.
Puc- H l. ВсПучиваи1п> °	5
а гран^-ла до обжига- д Элементариой ячейки глиняной гранулы:
— сухая гранула- ?	’ ~ Всг|Ученная при обжиге гранула; 1 — пора; 2
V ^^спекгиаяея оболочка.
Для Осущ^^-р^™
бы глина обладал НИЯ ПРОцесса вспучивания необходимо, что-
и была приведена& ДОСТаточной интенсивностью газовыделения
торы должны В пиР°гьтастическое состояние, а также фак-
Ниропластиче^ое 7 В° Времени-
в°м жидкой фазь ( СОстояние глинь( определяется количест-
пления ее зависи г СИЛИКатн°го расплава). Интенсивность нако-
Процесс фопми°Т ХИмическ°го состава глины.
Материалов пя^ РОвания структуры РРИ обжиге керамических
 оии с) - удаленйе физически и химически
449
связанной воды, частичное выгорание органических добавок и
примесей. За счет этого образуются поры различных размеров
от 0,1 до 10 мкм.
Этап II (t °C 800... 1050 °C) характеризуется началом процесса
вспучивания. Развиваются твердофазовые реакции и повышается
количество жидкой фазы, за счет этого продолжается процесс об-
разования пор, их размеры становятся более однородными.
Этап III(t °C 1050... 1200 °C) - интенсивно развиваются и за-
вершаются процессы вспучивания, растет количество пор ра-
диусом до 50 мкм. Общая пористость вспученного материала
достигает 70...90 %. Процесс вспучивания носит взрывной ха-
рактер. Разность между температурами начала оплавления гра-
нул и той, при которой насыпная плотность снижается до 0,95
г/см3 — это температурный интервал вспучивания. Вспучивае-
мость глин зависит от многих факторов, основными из которых
являются режим нагрева и характер газовой среды. Режим на-
грева создает определенную интенсивность теплообмена, т. е.
определенный температурный перепад между поверхностью и
центром обжигаемого материала. Характер газовой среды печ-
ного пространства и внутри пор материала определяет качество
вспучивания. Восстановительная среда понижает температуру
вспучивания и повышает вспучиваемость глин, так, введение
железосодержащих добавок в количестве 5... 10 % от массы
глины повышает вспучиваемость в 1,5...2 раза.
Спекание - это соединение мелкозернистых и порошковооб-
разных материалов в куски при повышенных температурах. В
качестве исходного сырья используют глины, глинистые породы
или смеси на их основе. Из пористого конгломерата получают
искусственный пористый заполнитель, который готовят мето-
дом агломерации. На агломерационной решетке слой материала
(20...30 см) чередуется со слоем топливосодержащего материа-
ла, масса которого составляет 6... 10 % от массы сухой шихты.
Сквозь эти слои и решетку интенсивно просасываются продук-
ты горения топлива и воздуха. Так идет обжиг, последователь-
ность этапов которого следующая:
450
I этап — подсушка. Раскаленные дымовые газы поступают в
слой материала, из которого испаряется вода затворения. В зоне
сушки температура материала не превышает 100 °C, а газов —
750 °C.
II этап — подогрев шихты. Когда верхний слой шихты высу-
шивается, а горячие газы продолжают поступать, то он подогре-
вается. Здесь температура газов 1000... 1300 °C, а температура
материала повышается от 100 до 800 °C. Верхний слой шихты
подогревается до температуры воспламенения следующего за
ним слоя топлива. Топливо начинает гореть.
III этап — спекание. Просасываемый сквозь верхний подог-
ретый слой шихты горячий воздух способствует ускоренному
протеканию процессов горения топлива. В этой зоне температу-
ра газов поднимается до 1600 °C. Каждое зерно претерпевает
огневую усадку и, следовательно, усаживается весь слой. Про-
исходит контактное спекание гранул между собой и общее омо-
ноличивание всего слоя, из сыпучего слоя получается спекший-
ся. При этом выгорают все органические вещества, глинистые
минералы частично вспучиваются и образуют в материале часть
закрытых пор.
IV этап - охлаждение. Спекшийся конгломерат охлаждается
на агломерационной машине вначале до 900 °C, а затем до тем-
пературы окружающей среды. В этот период завершается про-
цесс кристаллизации.
13.5.	Процессы плавления
Плавление — процесс перехода твердого вещества в жидкоте-
кучее состояние (расплав), сопровождающийся поглощением
теплоты. При постоянном внешнем давлении материал плавится
при определенной температуре - температуре плавления, зави-
сящей от природы вещества и давления.
Температура плавления зависит также от минералогического
состава исходного сырья и характера газовой среды. В восста-
новительной среде температура плавления существенно пони-
жается. Теплота, затрачиваемая на переход единицы массы ве-
451
щества из твердого состояния в жидкое при температуре плав-
ления, называется удельной теплотой плавления.
Химический состав исходных веществ может 6bitb естест-
венным и искусственным, он включает кристаллические и
аморфные фазы. Т акой материал последовательно переходит
стадии пиропластического, вязко-текучего и жидкостного со-
стояний. Если в составе смеси имеются туго- и легкоплавкие
компоненты, то соотношение их должно быть таким, чтобы ту-
гоплавкие компоненты успели расплавиться за время пребыва-
ния смеси в плавильной установке. При плавлении порошковых
сырьевых смесей первые капли расплава появляются при эвтек-
тических температурах на контактах отдельных зерен. Поэтому
порошки сначала спекаются (омоноличиваются), приобретая
пиропластическое состояние, а затем при дальнейшем нагреве
спек переходит в расплав.
13.6.	Особенности устройств для обжига
Печи — это энерготехнологические агрегаты (установки),
предназначенные для термической обработки исходного сырья с
целью придания ему необходимых заданных свойств. Исходное
сырье в печах подвергается следующим видам тепловой обра-
ботки: нагреву, сушке, обжигу, спеканию, вспучиванию, плав-
лению или варке.
Основные элементы промышленных печей:
1)	Топочные (горелочные) устройства;
2)	Рабочее пространство (камера);
3)	Устройства для использования теплоты отходящих га-
зов; (+ продукта);
4)	Тяговое и дутьевое устройства.
В зависимости от устройства рабочей камеры печи подразде-
ляют на:
1)	Шахтные;
2)	Камерные;
3)	Вращающиеся;
4)	Туннельные;
452
5)	Тигельные;
6)	Ванные.
В зависимости от режима работы печи могут быть периоди-
ческого и непрерывного действия.
По технологическому признаку различают печи для обжига
кусковых и порошкообразных материалов (шахтные, вращаю-
щиеся); обжига керамических изделий (камерные, туннельные,
кольцевые); плавления исходного сырья (ванные, тигельные).
В зависимости от теплового режима бывают печи с постоян-
ной и переменной тепловой нагрузкой (температурным режи-
мом).
По способу выделения и передачи теплоты печи классифи-
цируют в зависимости от вида сжигаемого топлива (пылевидно-
го, кускового, жидкого, газообразного) и электрические.
Промышленные печи должны соответствовать определенным
теплотехническим и технологическим требованиям: иметь вы-
сокую тепловую мощность, поддержание необходимых темпе-
ратур в рабочем пространстве; эффективное сжигание топлива в
печи и высокий коэффициент его использования, минимальный
удельный расход теплоты на обжиг; высокую удельную произ-
водительность и качество выпускаемой продукции; экономич-
ность в эксплуатации; простоту в обслуживании; максимальную
автоматизацию процессов.
Вращающиеся печи. Для производства цемента мокрым спо-
собом применяют вращающиеся печи с внутренними теплооб-
менными устройствами размерами 3,6x150; 4х]50; 4,5x150;
5x185; 7x230 м, а сухим способом - печи с внешними теплооб-
менными устройствами размером 4x60; 4,5x75; и 6,4x95 м.
Печи мокрого способа производства цемента. Вращающаяся
печь состоит из цилиндрического корпуса с бандажами и венцо-
вой шестерней, привода вращения, роликовых опор, встроенных
и выносных теплообменников, холодной и горячей головок с
уплотнительными устройствами.
Корпус состоит из металлических обечаек, сваренных из лис-
тов толщиной 24. ..50 мм, на которых крепятся массивные коль-
ца прямоугольного сечения - бандажи. Бандажи на подшипни-
453
ках качения опираются на роликовые опоры. Печь монтируется
с уклоном к горизонту 3,..4°, а для удержания ее в определен-
ном положении на роликовых опорах монтируется система гид-
равлических упоров. Печь приводится во вращение от электро-
двигателя через редуктор, подвенцовую и венцовую шестерни.
Корпус печи защищен футеровкой из огнеупорного кирпича.
Движение материала и газов в таких печах противоточное, сы-
рье перемещается к нижнему концу печи за счет ее уклона и
вращения. Навстречу движется тепловой (газовый) поток. Теп-
лоту газового потока лучеиспусканием и конвекцией восприни-
мают открытые поверхности футеровки печи и материала. За-
крытые поверхности материала получают теплоту путем тепло-
проводности. Скорость движения материала в печи должна со-
ответствовать необходимой длительности пребывания сырья
при оптимальной температуре обжига.
Для повышения теплообмена устанавливают различные теп-
лообменные устройства для увеличения поверхности соприкос-
новения материала с газовым потоком и интенсифицирования
передачи теплоты.
Цепные завесы навешивают в зоне подогрева и сушки. При
вращении печи цепи омываются газовым потоком и аккумули-
руют теплоту. Погружаясь в сырьевую смесь, они отдают часть
теплоты, улучшая таким образом контакт газового потока со
шламом.
Применяют цепные завесы двух типов: свободно висящие и
гирляндные. Более рационален второй вариант, т. к. при нем ин-
тенсифицируется продвижение вязкого шлама вдоль печи.
Ячейковые теплообменники, т. е. печь разделена на ячейки,
по которым вдоль полок теплообменника проходит поток обжи-
гаемого материала. Полки теплообменников аккумулируют теп-
лоту газового потока и передают ее путем излучения и тепло-
проводности материалу. Недостатком таких теплообменников
является их значительная масса, что может повлечь разрушение
корпуса печи и повышение пылеобразования.
Звеньевые и гирляндные теплообменники — набор массивных
звеньев, сочлененных между собой шарнирами. Во время про-
454
хода газового потока по печи звенья теплообменника накапли-
вают теплоту, а при погружении в слой материала отдают ее.
Более эффективна в тепловом отношении гирляндная конструк-
ция.
Теплообменники в виде пересыпающихся лопастей изготав-
ливают из металла или керамики. В момент пересыпки материал
находится во взвешенном состоянии, поэтому интенсивность
его нагрева максимальна.
Экранирующие теплообменники — это грибовидные башмаки,
выполненные из стали или чугуна. Основным недостатком явля-
ется замазывание поверхности теплообменников шламом,
вследствие чего сокращается их эффективность.
Циклоидный теплообменник - набор трапециевидных метал-
лических лопастей, изогнутых по определенному радиусу. Об-
жигаемый материал скользит по внешней поверхности элемен-
тов теплообменника без отрыва, что обеспечивает минимальное
пылеобразование.
Теплообменные устройства, встроенные в печь, несколько
сокращают удельный расход топлива на обжиг клинкера, однако
в целом проблемы не решают.
Печи сухого способа прогсзводства цемента конструктивно
несколько отличаются от печей мокрого способа. Так, в них
значительно меньше отношение длины к диаметру, выше тем-
пература отходящих газов.
В печах такого типа для сушки и подогрева сырьевой смеси
применяют конвейерные кальцинаторы и циклонные теплооб-
менники. Так как в печь подается только сухое сырье, то ис-
пользуют только запечные теплообменники, позволяющие ути-
лизировать теплоту отходящих газов.
Конвейерный кальцинатор состоит из сушильной и горячей
камер. Вращающаяся печь с конвейерным кальцинатором имеет
длину до 60 м; температура поступающего в печь материала
равна 800 °C.
Циклонные теплообменники применяют для снижения расхо-
да топлива и повышения производительности вращающихся пе-
чей. Они характеризуются максимально развитой поверхностью
455
теплообмена взвешенной в газовом потоке сырьевой муки, хо-
рошим контактом твердой и газообразной фаз, высокой скоро-
стью нагревания.
Холодильники предназначены для охлаждения клинкера, ко-
торое ведется проходящим через материал потоком холодного
воздуха. При этом клинкер охлаждается до 50...80 °C, а воздух
нагревается до 500...600 °C. Нагретый воздух, в качестве вто-
ричного, поступает во вращающуюся печь для сжигания топли-
ва. Холодильники могут быть элементом вращающейся печи
или выносными. Наиболее распространены барабанные, рекупе-
раторные и колосниковые холодильники. Тепловой КПД бара-
банных и рекуператорных холодильников составляет 65...70 %,
а колосниковых холодильников - 90.. .95 %.
Шахтные печи. К шахтным печам относятся печи, рабочая
камера которых имеет форму вертикального полого ствола.
По месту сжигаемого топлива шахтные печи делятся на две
группы. К первой группе относятся печи, в которых топливо
сгорает в среде материала. Топливо и материал загружают в
печь послойно. Воздух для горения топлива подается в печь
снизу вентилятором. Вторая группа печей снабжена различными
выносными топками, в которых сжигается любое, в том числе и
местное топливо. Часть воздуха подается в топку для горения
топлива, а другая часть — в топку для сжигания горючих газов и
охлаждения материала. Такие печи работают только на искусст-
венной тяге.
По способу обжига различают пересыпные шахтные печи;
полугазовые; на газовом топливе; на жидком топливе.
По способу перемещения обжигаемого материала шахтные
печи подразделяются на печи гравитационного и принудитель-
ного действия.
Основными конструктивными элементами шахтных печей
являются следующие: шахта, загрузочные и выгрузочные меха-
низмы, топливосжигающие и тягодутьевые устройства. Шахта
имеет вид полого цилиндра или двух усеченных конусов с со-
вмещенными основаниями. Часть общей высоты печи, соответ-
ствующая среднему нормальному уровню засыпки в нее мате-
456
риала, называется рабочей высотой шахты. Она составляет
18...20 м и влияет на удельный расход топлива. Диаметр шахты
достигает 6 м.
Шахтные печи гравитационного типа работают по принципу
противотока. Столб материала в шахте - постоянный, т. к. не-
прерывно подпитывается сверху загрузкой исходного сырья и
движется сверху вниз под действием силы тяжести. Газовый
поток движется снизу вверх, проходя через межзерновые пусто-
ты или сквозь толщу материала. Такие шахты имеют три техно-
логические зоны: подогрева, обжига и охлаждения.
Шахтные печи с принудительным перемещением материала
подразделяются на печи, в которых материал находится во
взвешенном состоянии с падающим слоем или кипящим (рис.
13.2).
Рис. 13.2. Схемы шахтных печей с принудительным перемеще-
нием материала:
«-печь с обжигом материала во взвешенном состоянии (7 - шахта; 2 -
топливосжигающее устройство; 3 — расходный бункер сырьевого по-
рошка; 4 — питатель; 5 — винтовой конвейер; 6 - газоочистительное
устройство; 7 - бункер обожженного порошка); б - печь с падающим
слоем (7 - шахта; 2 — топливосжигающее устройство; 3 — расходный
бункер сырьевого порошка; 4 - питатель; 5 - сборник обожженного
материала; 6 — отход отходящих газов); в — печь с кипящим слоем ма-
териала (7 - шахта; 2 - топливосжигающее устройство; 3 - воздухо-
дувка).
457
Шахтные печи при обработке зернистых материалов, нахо-
дящихся во взвешенном состоянии, работают по принципу пря-
мотока. Загруженный материал подхватывается потоком раска-
ленных продуктов горения, нагревается им и обжигается. При
этом скорость газового потока превышает скорость витания час-
тиц (зерен) обжигаемого материала, т. е. кинетическая энергия
газового потока, действующего на частицу, превышает ее силу
тяжести. Это предотвращает выпадание частиц материала из
потока.
Зернистые материалы обжигают также в печах с падающим
слоем, которые работают по принципу противотока. Здесь пере-
мещение материала сверху вниз притормаживается газовым по-
током, движущимся снизу вверх. Скорость газового потока и его
кинетическая энергия несколько ниже скорости витания частиц,
что позволяет увеличить длительность нахождения материала в
данной зоне и улучшить теплообмен.
I зона X
термопод-
готовки
сырья
II зона .
термопод-
готовки —
сырья у
Топливо
Зона
охлаждения
74-
-6
15
16
-17
Воздух
19 18
Рис. 13.3. Шахтная печь кипящего слоя:
1, 5, 12, 17 - внешние переточные устройства; 2 — холодильник; 3, 7,8-
камеры; 4 — сплошная перегородка; 6 — люк; 9 — загрузочный патрубок; 10
— патрубок отвода газов; 11, 13, 15 — газораспределительные решетки; 14
- циклон; 16- газогорелочное устройство; 18 - шнек; 19 — конвейер.
458
В печах кипящего слоя (рис. 13.3) через слой сыпучего мате-
риала, находящегося на решетке, пропускают восходящий поток
газа. Скорость газов такова, что под действием кинетической
энергии газового потока частицы материала начинают совер-
шать различные движения (колебательные, вращательные, по-
ступательные). При этом скорость газового потока достаточна,
чтобы оторвать частицы материала друг от друга, но мала для
удержания их в потоке и вынесения за пределы слоя. Такое со-
стояние воспринимается как состояние кипения, а слой называ-
ют кипящим. Постоянное перемешивание зерен материала газо-
вым потоком содействует выравниванию температур по всему
слою. Время обжига в кипящем слое 10... 15 мин.
Печи кипящего слоя применяют для производства извести,
заполнителей и др.
13.7.	Основы расчета процессов обжига
Теплотехнический расчет включает расчеты материального
баланса и количества действующих масс по зонам, тепловых
потерь и расхода топлива. Тепловой баланс выражается уравне-
нием, связывающим количество теплоты, выделенной во время
работы печи, с количеством теплоты, израсходованным на тех-
нологические процессы и потерянным в окружающую среду.
Тепловой баланс зон подогрева и обжига для вращающихся
цементообжиговых печей:
Qr + Qt + Qc+ Qe03 + Qsks + Q"= QM + Qucn + QX^QP^ Qoc. +
3" Qjiyy T Qebi6 Qome + Qm.u T QyH +	’
где:
Qr — приход теплоты от сжигания топлива, кВт
Qr=Q^;	(13.1)
459
где Q„ — теплота сгорания топлива, кДж/кг; В — расход топлива,
кг/с.
QT - приход теплоты с физической теплотой топлива, кВт;
(/у —13 с ,
(13.2)
где ст - средняя теплоемкость топлива, кДж/°С; tT - температура
топлива, поступающего на горение, °C;
Qc — приход теплоты с физической теплотой сырья, кВт;
Qe = GcC t ,
(13.3)
где Gc — расход сырья, кг/с; сс — средняя теплоемкость сырья,
кДж/°С; tc — температура сырья, поступающего в печь, °C.
Qeo3 - приход теплоты с физической теплотой воздуха, посту-
пающего на горение, кВт;
QeO3=LaBcBtB,	(13.4)
где La — действительный объем воздуха, затрачиваемый на
горение 1кг топлива, м3/кг; св - объемная теплоемкость воз-
духа, кДж/(м3'°С); te - температура воздуха при входе в зону
горения, °C;
Qsk3 - приход теплоты от экзотермических реакций, кВт;
Q3K3=Y^Gt,	(13-5)
где q3K3 — количество теплоты, выделяемой при обжиге материа-
ла, отнесенного на 1 кг готового продукта, кДж/кг; G, - масса
готового продукта, кг.
Q" - приход теплоты с теплотой воздуха, подсасываемого из
окружающей среды, кВт;
q:аз-6)
460
где Fe" - объем подсасываемого воздуха, м3/кг; с", t” — удель-
ная теплоемкость, кДж/(кг-°С) и температура подсасываемого
воздуха,°C.
QM — расход теплоты на нагрев материала и изделий, кВт;
QM=GMcKtK,	(13.7)
где GM - производительность печи, кг/с; ск - средняя теплоем-
кость материала, получаемого в результате обжига, кДжЛ’С; tK -
конечная температура обжига, °C.
Qum — расход теплоты на испарение физической влаги из ма-
териала, кВт,
еиот=(2500-4Х)^,	(13.8)
где 2500 — скрытая теплота парообразования, кДж/кг влаги; 4,2 -
теплоемкость воды, кДж/°С; WeJI - масса испарившейся влаги, кг.
Qx — расход теплоты на химические реакции, кВт,
Qx = <GGx,
(13.9)
где qx — удельная теплота химической реакции 1 кг исходного
вещества в необожженном продукте, кДж/кг; Gx - масса исход-
ного химического вещества в загружаемом в печь материале, кг.
Qp - расход теплоты с уходящими продуктами горения, кВт,

(13.10)
где Vp — объем продуктов горения, уходящих из рабочего про-
странства печи, с учетом продуктов разложения, м /с; гр = cptp
- энтальпия продуктов горения при температуре уходящих газов
tp, кДж/(Н-м3).
461
Qoc - расход теплоты через кладку в окружающую среду,
кВт,
0,001(4-QF
1 1
—+Ет+
а, л а2
(13.11)
где F - площадь кладки рассчитываемой зоны, м2; tz—te -
разность температур газов рабочего пространства и окружающе-
го воздуха, °C;	— коэффициент теплоотдачи от печных газов,
Вт/(м2иС); -----сумма тепловых сопротивлений отдельных
Л
слоев кладки; 5 - толщина слоя, м; Л - коэффициент теплопро-
водности, Вт/(м °С); сс2 — коэффициент теплоотдачи от наруж-
ной поверхности стенок в окружающую среду, Вт/(м2оС).
Q,iy4 - расход теплоты излучением через открытые отверстия,
кВт,
Q„y4 = 0,0057
l100J
F(pr,
(13.12)
где Тпр, Токр — температуры печного пространства и окружающей
среды, °C; F— площадь сечения отверстия, м2; (р — коэффициент
диафрагмирования, (р = 0,8...0,1; d — диаметр отверстия, м; г -
продолжительность открытия окна, ч.
&ыб — расход теплоты от утечки газов через открытые отвер-
стия, кВт,
@выб ^выб^г ’
(13.13)
где Увыб — количество газов, выходящих из отверстия, Н-м3/с; 4 -
462
энтальпия выбивающихся газов, кДж/кг.
Qome — расход теплоты, отведенной на сторону, кВт,
О =v' i' ,
xL'Ome воз воз 5
(13.14)
где Гв'оз - объем воздуха, отведенного на сторону, кг/с; /'оз -
энтальпия при температуре отводимого из печи горячего возду-
ха, Дж/(кг С).
Qm.b. - расход теплоты с материалом, выходящим из зоны пе-
чи, кВт,
GЛ1.в ’
(13.15)
где GM — количество выходящего материала, кг/с; см в , tM е -
теплоемкость, кДж/(кг-°С) и температура, °C, выходящего мате-
риала.
Q — расход теплоты с пылеуносом, кВт,
Q3f<=Gyt,cyHtyH,	(13.16)
где G — масса уносимого в атмосферу твердого остатка сырья
и топливной золы, кг; сун, t — теплоемкость, кДж/°С и темпе-
ратура уносимого материала, °C.
(2неУчт ~ неучтенные потери теплоты, кВт,
QHey4m=(0,03...0,05)BQ^.	(13.17)
Коэффициент полезного действия печи - это отношение по-
лезно затраченной теплоты на технологические процессы к вво-
димому количеству теплоты от горения топлива:
463
Производительность вращающейся печи как теплового агре-
гата, кг/ч
ЗБООДКДг
Q
(13.18)
где S- площадь поверхности теплопередачи, м2; к = 350...370 —
средний коэффициент теплопередачи, Вт/(м2-°С); А/ — средняя
разность температур газового потока и обжигаемого материала,
°C; q = (37...88)-10‘5 - удельный расход теплоты на обжиг 1кг
клинкера, Дж/кг.
Производительность цементной печи как транспортирующе-
го устройства, кг/ч,
= nRcp<p&mr,
(13.19)
где Rcp - средний внутренний диаметр печи, м; <р — коэффици-
ент заполнения сечения печи материалом; & — скорость движе-
ния материала в печи, м/с; ту — насыпная плотность материала,
кг/м3.
Время пребывания материала в печи, ч,
_ L sin у/
7iDin
(13.20)
где у/ - угол естественного откоса материала; I, п - уклон, % и
частота вращения печи, об/с; D, L — диаметр печи в свету и дли-
на корпуса, м.
Тепловой баланс шахтной печи
464
Qi +Qt +Qc + Qeoi + Qski + Q" ~ Qm + Quo, + QX+Qp + QHcn
Qo.c. Qnyu Qeb,6 Qorne Qals Qyu Qнеучm 9
где QHen — расход теплоты от неполноты сгорания топлива, кВт,
Quen
(13.21)
где QxllM - потери от химической неполноты сгорания, кВт; QMex
— механические потери топлива, кВт. При газовом и мазутном
топливе QXUM = (0,005...0,015)BQ? ; при твердом топливе
QXUM = (0,015...0,02)BQ?.
QMCX=kBQHp,
где к — коэффициент потерь теплоты (для твердого топлива —
0,03...0,05; жидкого-0,1; газообразного-0,02...0,03).
Производительность шахтной печи, кг/ч,
П^рпу,	(13.22)
где mv - насыпная плотность материала, кг/м3; f - средняя пло-
щадь поперечного сечения шахты, м2; &ср - средняя скорость
продвижения материала по сечению печи, м/ч; Зср = Н / т ; Н -
высота печи, м; г - время пребывания материалов в печи, ч.
465
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Впервые в данном учебнике процессы рассматриваются как
часть производственных процессов строительной индустрии,
позволяющие использовать их закономерности при изучении
соответствующих машин, агрегатов и комплексов.
Ограниченность в объеме не позволила рассмотреть в учеб-
нике все технологические процессы строительной индустрии. В
частности, такие процессы, как массопередача, выпаривание и
другие не нашли отражение в данном учебнике, так как они в
достаточном объеме изложены в аналогичных учебниках и
учебных пособиях смежных областей знаний.
По мнению авторов, рассмотренные в учебнике основные
технологические процессы тесно связаны с изучением специ-
альных дисциплин и дисциплин специализации. Знание законо-
мерностей технологических процессов позволяет студентам
лучше изучить конструкцию, режим работы и эффективность
машин и агрегатов строительной индустрии.
Отличительной особенностью данного учебника от ранее из-
данных в смежных областях знаний является самостоятельное из-
ложение технологических процессов строительной индустрии, яв-
ляющихся основой для использования их закономерностей при
изучении теоретических основ машин, агрегатов и комплексов,
применяемых в промышленности строительных материалов.
Авторы с благодарностью примут все замечания по улучше-
нию качества данного учебника при его переиздании.
При пользовании данным учебником необходимо учиты-
вать современные изменения, происходящие в строительной
индустрии.
466
Приложение 1
Объем курсовой работы
Курсовая работа содержит:
1) графическую часть, состоящую из 2-х листов формата А1;
2) расчетно-пояснительную записку объемом 20-25 страниц
формата А4.
При выполнении курсовой работы необходимо пользоваться
ГОСТами Единой системы конструкторской документации
(ЕСКД) и Международной системой единиц (СИ).
Графическая часть содержит:
1-й лист — сборочный чертеж общего вида с необходимыми
разрезами и технической характеристикой исследуемой машины;
2-й лист — графики зависимостей, полученные в п. 7 расчет-
но-пояснительной записки (см. далее) с необходимыми форму-
лами и пояснениями к ним.
Расчетно-пояснительная записка должна содержать сле-
дующее:
1)	титульный лист;
2)	оглавление;
3)	введение;
4)	описание конструкции и принципа действия исследуе-
мой машины;
5)	законы и закономерности, описывающие процессы, про-
текающие в исследуемой машине;
6)	расчет основных эксплуатационно-технологических па-
раметров исследуемой машины;
7)	исследование влияния основных факторов на эксплуата-
ционно-технологические параметры машины методом числен-
ного эксперимента;
8)	выводы к курсовой работе;
9)	список используемой литературы;
10)	спецификацию к сборочному чертежу.
На титульном листе курсовой работы необходимо указать:
ведомственную принадлежность и наименование высшего учеб-
ного заведения; кафедру; предмет, по которому выполняется
467
курсовая работа; тему работы; группу, фамилию, имя, отчество
студента; фамилию, имя и отчество преподавателя, принявшего
курсовой проект; город местонахождения вуза и год выполне-
ния курсовой работы.
Оглавление составляется по порядку изложения разделов с обя-
зательным указанием страницы начала каждого раздела. «Введе-
ние» и «Список используемой литературы» не нумеруются.
Во введении следует изложить общее состояние вопроса в
промышленности строительных материалов, применительно к
теме курсовой работы, а также рассмотреть перспективы и на-
правления развития ПСМ как отрасли, определяющей развитие
строительной индустрии в целом в современных экономических
условиях.
В разделе «Описание конструкции и принцип действия иссле-
дуемой машины» следует представить классификацию того класса
оборудования, к которому относится исследуемая машина. Описа-
ние конструкции и принципа действия машины излагается с ис-
пользованием необходимых схем и эскизов с обязательной нуме-
рацией позиций и ссылками на них по тексту описания.
В разделе «Законы и закономерности, описывающие процес-
сы, протекающие в исследуемой машине» излагаются полные
формулировки законов и закономерностей, описывающих про-
цессы, протекающие в исследуемой машине с необходимыми
математическими формулами и выкладками.
В следующем разделе необходимо выполнить расчет основ-
ных эксплуатационно-технологических параметров исследуемой
машины: производительности, потребляемой мощности, числа
оборотов, угла захвата и т. п.
В разделе «Исследование влияния основных факторов на
эксплуатационно-технологические параметры машины методом
численного эксперимента» студент должен, взяв за основу рас-
четы одного или нескольких эксплуатационных параметров,
рассмотренных в предыдущем разделе, изменяя одно из значе-
ний, входящих в формулу для расчета, получить результаты
численного эксперимента. По полученным данным строятся
468
графические зависимости. Таких графических зависимостей
должно быть не менее четырех.
В разделе «Выводы по курсовой работе» обобщаются все дан-
ные, полученные в каждом из предыдущих разделов, и делаются
выводы по технологическим и эксплуатационным параметрам и
возможностям их приведения к рациональным значениям.
В разделе «Список используемой литературы» приводится
полный перечень учебной и научной литературы, использовав-
шейся студентом в процессе выполнения курсовой работы. Спи-
сок составляется в алфавитном порядке фамилий авторов.
Пример №1.
Процесс среднего дробления в конусных дробилках (расчет-
ная и графическая часть).
Для конусных дробилок с консольным валом производитель-
ность определяется по формуле, кг/ч
Q = ЪвШал!rDti(pnp ,	(1)
где а - размер выходящих кусков, м; 1Р — расчетная длина зоны
параллельности, из справочной литературы 1Р = 0,08 м; D„ -
диаметр дробящего конуса, м; (р - коэффициент разрыхления,
равный 0,25...0,6; р - плотность материала, кг/м3; п - число
оборотов вертикального вала, рассчитанное по формуле
„ = 7,83 1^7^	(2)
где а - угол наклона образующей дробящего конуса, равный
39.. .40°; f- коэффициент трения материала о поверхность кону-
сов, равный 0,35.
Тогда для конусной дробилки с консольным валом типа
КСД-900Б с диаметром основания внутреннего (дробящего) ко-
нуса D,, = 0,9 м
469
_ o_ sin40°+0,35cos40°
n = 7,83.-------------------=
V	0,9
- 7,83 l0,588 + 2^83 = 7,83 • 0,984 = 7,7 , об / c
V 0,9
Производительность для дробилки КСД-900Б при а = 15 мм
для известняка средней плотности с р = 2630 кг/м3
Q = 3600 - 3,14 • 0,015 • 0,08  0,9 • 0,25 • 7,7 • 2630 =
= 61807 кг!ч « 62 т!ч.
Анализ значений, входящих в формулу для расчета произво-
дительности конусной дробилки показывает, что к варьируемым
факторам, влияющим на изменение производительности, можно
отнести:
— размер выходящих кусков измельченного материала ст,
— коэффициент разрыхления (р;
- плотность материала р .
Задавшись пределами изменения для этих факторов, можно про-
следить зависимость изменения производительности от, например,
плотности материала. Результаты расчетов сведены в табл. 1
Таблица 1
Материал	р кг/м3	Q, кг/ч
Мягкий мергель	1900	44650
Песчаник	2280	53580
Известняк средней плотности	2630	61807
Мартеновский шлак	2800	65800
Диабаз	3080	72380
По полученным данным строится графическая зависимость.
470
471
Графическая часть, лист 2
472
Пример №2.
Процесс перемешивания сырьевых компонентов в роторных
смесителях циклического действия при производстве бетонов
различных классов (расчет основных параметров и графическая
часть).
Расчет основных параметров гравитационных бетоносмеси-
телей.
Расчет мощности привода бетоносмесителя.
Мощность двигателя привода гравитационного смесителя за-
трачивается на подъем смеси в барабане при его вращении.
В общем виде работа, затрачиваемая на один цикл циркуля-
ции смеси (Дж):
А = G  h ,	(3)
см
где GCM - сила тяжести смеси, Н; h - высота подъема смеси в ба-
рабане, м.
Сила тяжести смеси в барабане (Н)
GCM = V-p-g,	(4)
где V — полезный объем смесителя (по выходу) м3; р — объемная
масса бетонной смеси, кг/м3; g — ускорение свободного падения,
м/с2.
Траектория движения смеси в барабане достаточно сложная.
Одна часть смеси поднимается лопастями, другая ее часть -
поднимается под действием сил трения.
В бетоносмесителях с двухконусными барабанами в каждый
момент времени лопасти поднимают около 15 % смеси.
Мощность, расходуемая на подъем смеси (кВт):
N JW^+G^zJn	(5)
1	1000
473
где Gi - сила тяжести смеси, поднимаемой под действием сил
трения (Gi~0,85Gcv), Н; G2 - сила тяжести смеси, поднимаемая
лопастями (G2=0,15Gat), Н; h2 — высота подъема смеси в лопа-
стях, м; hinP — высота подъема смеси под действием сил трения,
м; Zi и z2 - число циркуляций за один оборот барабана соответ-
ственно силами трения и в лопастях; п - частота вращения бара-
бана, об/с.
Согласно схеме, показанной на рис. 1:
й2 =/? + /? sin/? = /?(! +sin/?),	(6)
где R - внутренний радиус барабана, м.
Угол Р практически может быть принят равным углу трения,
т.е. 45°.
Тогда й2 = 1,77? -
Движение смеси под действием сил трения более сложное.
Если рассматривать изолированную частицу, находящуюся на
стенке барабана в точке А, то при вращении она поднялась бы в
точку В, определяемую углом трения <рь. но под влиянием лопа-
стей и подпора других частиц действительный угол подъема ф2
будет больше (около 90°), после чего частицы начнут соскаль-
зывать вниз по поверхности смеси.
Приняв угол перемещения смеси 90° из точки А в точку Вь
высота подъема смеси под действием сил трения будет:
(7)
Число циркуляций смеси, поднимаемой под действием сил
трения, в течение одного оборота барабана (приняв время спол-
зания смеси равным времени подъема)
360°
(8)
474
Время подъема смеси в лопастях (с):
t _ (90°+ /?) ~ 0,374	(9)
1	(п -360°) п
Время падения смеси с высоты h2.
t2 = fEK = jlIlZZ«o,6xAR-	(10)
N g N 9,81
Число циклов смеси, поднимаемой в лопастях
z2=-^- = -f^^ + 0,6x/il	(И)
tj+t2 п	)
где 4,6=1/и - время одного оборота барабана, с; и — частота вра-
щения барабана, об/с; R — радиус барабана, м.
Расчеты показывают, что для смесителей объемом 330, 880 и
1600 литров число циркуляций смеси в лопастях z2 = 2.
Таким образом, число циркуляций смеси за один оборот ба-
рабана для обоих случаев может быть принято одинаковым, т.е.
Zi=z2—2.
Тогда мощность, затрачиваемая на подъем смеси (кВт)
(72А2) • z  п
1000
(12)
Подставляя в предыдущую формулу значения Gt, G2, hinp, h2,
получаем
2,2-Gm-R-n
1	1000
(13)
475
Радиус барабана без больших погрешностей может быть
принят по его цилиндрической части, так как основная масса
смеси находится в его цилиндрической части.
Кроме работы по подъему смеси двигатель затрачивает энер-
гию на преодоление сил трения в опорных частях барабана. Эти
составляющие мощности (кВт) могут быть рассчитаны по фор-
мулам:
для смесителей, барабан которых установлен на роликах
(Gm+G6)(R6 + rp)kfa)
1000- cos/ -г
(14)
для смесителей, барабан которых установлен центрально на
оси
ДГ' — (G^u + G6) ' 'СО
2	1000
(15)
где G6 - сила тяжести барабана, Н; Re - радиус бандажа, м; гр
- радиус опорного ролика, м; г0 - радиус оси, м; со - угловая
скорость барабана, рад/с; kf — плечо трения качения {kf =0,001
м); /л — коэффициент трения в подшипнике барабана, установ-
ленного на оси; у — угол установки опорных роликов.
Мощность двигателя привода вращения барабана будет равна
N

(16)
где г/ - КПД трансмиссии.
476
Рис. 1. Схема к расчету гравитационных бетоносмесителей
Расчет механизма наклона барабана.
Наклон барабана в современных бетоносмесителях произво-
дится пневматическим или гидравлическим цилиндром. Наи-
большая нагрузка на шток цилиндра будет при крайнем нижнем
положении барабана (рис. 2). Для быстрого и беспрепятственно-
го истечения смеси максимальный угол наклона барабана при-
нимается «=60-65°. В этом положении барабан свободен от сме-
си и нагрузка Q на шток цилиндра определяется из условия рав-
новесия сил тяжести барабана G&, траверсы GT и силы Q относи-
тельно оси поворота траверсы
Qr + G6-b-GT-a = Q,	(17)
где г,Ь,а — плечи действия соответственно сил Q, G^, Gt-
Для предварительных расчетов параметры расположения
центров масс барабана и траверсы могут быть приняты равны-
ми:
/г = 0,25Я;
(18)
477
I = 0,5/?,
(19)
где R - внутренний радиус барабана.
Тогда при повороте барабана плечи действия соответствую-
щих сил будут:
а = Z sincr = 0,57? sincr;
b = Asin» = 0,257? sin а .
(20)
(21)
Нагрузка на шток цилиндра, Н
Q = (0,5GTR sin а - 0,25GBR sin a) / r.	(22)
На первоначальной стадии расчетов можно принимать
G,=0,32Gcai и GB = 0,38GO( (здесь GCM - общий вес смеси-
теля).
Диаметр поршня, м, пневмоцилиндра (гидроцилиндра) при
заданном давлении рабочей среды Р, Н/м2
D =
(23)
Производительность, м3/ч, смесителей циклического дейст-
вия
V z
-L-kekl
1000
(24)
где И, - объем смесителей (по загрузке), м3; z - число циклов
(замесов) в час; кв — коэффициент выхода смеси (ке =0,65); ки
— коэффициент использования машины (&и =0,82-0,85).
Число циклов:
478
(25)
3600
z —----------
4-	^3
где /,=15-20 - время загрузки смесителя, c; t2 =12-18 - время
разгрузки смесителя, с; - время перемешивания, с.
Время перемешивания может изменяться в широких преде-
лах (40-120 с) в зависимости от состава смеси и конструкции
барабана смесителя.
Рис. 2. Схема к расчету механизма наклона барабана.
Число оборотов барабана принимают равным
0.3
п -~=об/с.
4r
(26)
где R — внутренний радиус барабана, м.
Сапожников М.Я. [74] предлагает рассчитывать мощность,
затрачиваемую на работу гравитационного бетоносмесителя, по
следующей формуле
479
(27)
Nx +7V2+АЛ3
7
где Nx - мощность, затрачиваемая на подъем смеси, N3 = Ап, Вт,
где А — работа, затрачиваемая на подъем смеси; п — число оборо-
тов барабана в секунду; N2 - мощность, расходуемая на пре-
одоление трения качения бандажа барабана по роликам, Вт,
СМ
П
г cosy? ?
(28)
где R} - радиус бандажа, м; г - радиус ролика, м; f— коэффици-
ент трения качения; G6 — сила тяжести барабана, Н; п — число
оборотов, об/сек; GCM — сила тяжести смеси, Н; у/ — угол уста-
новки роликов; N3 - мощность, расходуемая на трение в цап-
фах осей опорных роликов, Вт,
^(Gc4-G„)	(29)
г cosy/
где fi - приведенный коэффициент трения качения; о — радиус
цапфы; Г] - КПД привода.
Недостатком формулы является то, что в ней не учитываются
затраты на подъем загрузочного ковша.
Далее проводятся исследования основных факторов на экс-
плуатационно-технологические параметры и строятся графиче-
ские зависимости (см. пример № 1).
480
Графическая часть, лист 1
481
Графическая часть, лист 2
482
Пример №3.
Процесс помола цементного клинкера в трубных цементных
мельницах (расчеты основных параметров и графическая часть).
Расчёт основных параметров трубной мельницы 03,2x15 м
Описание геометрических характеристик мельницы.
Диаметр мельницы в свету £>0=3,05 м;
Полезная длина мельницы £„=14,5 м;
Длина первой камеры £/=7,25 м;
Длина второй камеры £/=7,25 м;
Коэффициент заполнения мелющими телами в первой камере
^/=0,28;
Коэффициент заполнения мелющими телами во второй каме-
ре р2=0,32.
Расчет угловой скорости вращения барабана.
Угловая скорость барабана определяет характер траектории
движения мелющих тел, от которой зависит эффективность по-
мола в мельницах. При небольшой угловой скорости барабана
загрузка повернется на определенный угол и будет циркулиро-
вать (рис. 3). Мелющие тела будут подниматься, вращаясь с ба-
рабаном, на некоторую высоту и затем скатываться по подсти-
лающим слоям, не производя удара. При слишком большой уг-
ловой скорости центробежная сила инерции Ри превысит силу
тяжести G и мелющие тела не будут отрываться от стенок даже
в самой верхней точке С (рис. 3) . Минимальная со при которой
шар не отрывается от барабана в верхней точке, называется кри-
тической. Ее определяют из условия:
т • йт^,  R > mg,	(30)
откуда критическая угловая скорость, рад/с
483
™кр
(31)
Пкр 2д
(32)
где g- ускорение свободного падения, м/с2; R- радиус вращения
мелющих тел, м;
ткр < ^9,81/1,525 = 2,54 рад/с,
2 54
п = —-------= 0,404 с‘'=24,24 мин
кр 2-3,14
Оптимальная угловая скорость барабана находится из усло-
вия обеспечения максимальной высоты падения шара, которая
определяется координатами точек отрыва шара от стенок (точка
А) и точек соприкосновения его с барабаном после падения
(точка D). В точке А на шар действуют сила тяжести G, сила
инерции Ри и сила трения F. Учитывая, что будет иметь место
подпор верхних частиц нижними, то скольжением тел по стен-
кам барабана можно пренебречь, тогда отрыв тел от стенок ба-
рабана будет обеспечен при условии:
G -COS6Z > Рё,
(33)
или
mg  cos а > т  дт2 • R.
(34)
Угловая скорость, рад/с
gcos а/
/R '
(35)
484
Рис. 3 Схема к расчёту угловой скорости барабана мельницы
После отрыва шара от стенок барабана он движется по пара-
боле, которая описывается системой уравнений (при начале ко-
ординат в точке А):
x=v-/-coscr;
gt2
y=v-t -sm«------,
2
(36)
(37)
где t- время с момента отрыва шара, с; V - окружная скорость,
м/с.
Подставив в эти уравнения значения окружной скорости, м/с
v^-R^R^'^/
V	/ л
(38)
получим значение текущей ординаты
geos а
~~R
 t • coscc, откуда t =
X
Igcosa
J—------R-cosa
V R


485
y = R
geos a
R
t2
t-sma-g— — R
2
geos a
R
geos a
R
 R-cos a
x2 R
X Sin a - g ——------------—
2-R cos(z-cos a
В итоге получаем
2
y=x  tga--------—
2R  cos a
(39)
Траектория окружности стенок барабана (с началом коорди-
нат в её центре) описывается уравнением
x2+y2=r2.
(40)
Как видно из схемы:
X=x-R-sina;
Y=y-Rsina.
Подставив значения X и Y в формулу и решив совместно
уравнения, найдём ординату точки
y=-4Rsin2acosa.
(41)
Для определения максимальной высоты падения необходимо
иметь первую производную от предыдущей функции и прирав-
нять её к нулю
y'=8 R sina cos2a-R sin3a=4 R sina(2cos2a -sin2а).	(42)
Очевидно, что sina и А не равны нулю, тогда
2cos2a-sin2a =0,	(43)
486
или
tg2 а=2.
(44)
Из уравнения следует, что можно найти наивыгоднейший
угол отрыва шаров, который будет равен а = 54°40'
сто;да = 7g-cos54°4077? = 2,38/4r =1,93 рад/с;
1 от
п = ’	= 0.307 с’=18,44 мин’.
2-3,14
Расчет осуществлялся в условиях гладкой футеровки. В ре-
альности используются ступенчатые виды футеровок, это по-
зволяет реализовать при меньшей частоте водопадный режим, а
в камере тонкого помола — каскадный.
Рабочая частота вращения равна: ир=17 мин ’.
Расчет мощности привода мельницы.
Расходуемая мельницей мощность является важнейшим по-
казателем, поскольку производительность мельницы прямо про-
порциональна величине полезной мощности - Р„ол , а мощность
двигателя Рдв близка к потребляемой — Рпотр.
Мощность на оси барабана определяется
Рб^Рпол+Рхх+Рдо»,	(45)
где Рпол — полезная мощность; Рхх — потери на холостой ход
(мощность, расходуемая на вращение барабана при отсутствии
в нем мелющих тел); Рдоп - дополнительные потери в подшип-
никах цапф, возникающие под действием мелющей загрузки и
материала.
Потери на приводе учитываются введением механического
КПД передачи (привода) С учетом этого коэффициента
мощность на валу электродвигателя
Рг.отр Рб / 7/лл.	(46)
Для определения Рпол на практике удобнее использовать фор-
мулу
487
Рпол = 5,05-Do'5‘PmW(Li’<Pi°’8 +L2-<p2°'8),
(47)
где Du - полезный диаметр мельницы; у/ — относительная ско-
рость вращения; <р — степень заполнения; рм — насыпная плот-
ность мелющих тел.
Р„ол = 5,05-3,052’5-4,6-0,7-(7,25-0,28°’8+7,25-0,32°’8)=
= 1461 кВт.	(48)
Значения Р^ и Р()оп рассчитываются по приблизительным
эмпирическим зависимостям:
=	(49)
Рхх = 4,24 3,05°'s-14,50,7 = 75,2 кВт.	(50)
Рдоп kdor' Рлх>	(^1)
где кдоп - коэффициент, равный отношению массы мелющей
загрузки к массе корпуса мельницы. Для мельницы 3,2x15 кйоп =
0,42;
Рдоп = 0,42-75,2=31,6 кВт,
тогда	Рб= 1461+75,2+31,6=1567,8 кВт,
Рпотр = 1490,3/0,9=1742 кВт.
Расчёт производительности мельницы.
С достаточной для практических расчетов точностью значе-
ние Q4 определяют из зависимости:
Q4^Pnon-bKmn.-K3^ т/ч,	(52)
где Рпоя [кВт] - полезная мощность (рассчитывается по формуле
;Ь — удельная производительность [т/кВтч], определяется по ха-
рактеристике размалываемости; принимается равной
0,035т/кВтч, Кэф — коэффициент эффективности процесса; для
открытого цикла для замкнутого =1,1... 1,25. С уче-
488
том модернизации принимаем K^,=l...l,05; Кт.„- поправка на
тонкость помола. При оценке по XR()0S [%]
т.н 1g
100
где т — параметр уравнения кинетики определяют по результа-
там определения характеристики измельчаемое™.
При ZRMS= 10 И 777=0,9
кт.п. = 1g—
lOOY’^9
тогда
Q4= 1461 0,03 5  1  1,05=53,69 т/ч.
Далее проводятся исследования основных факторов на экс-
плуатационно-технологические параметры и строятся графиче-
ские зависимости (см. пример №1).
489
Графическая часть, лист 1
490
u 111:
Техническая характеристика
•Яетгри in» cnpaitn
Ktanovo яруСивп
еЗ.ЯК !
шнншшшшжшш;


Вмкопр I> in.no iapitlom, и
Чигпо паяю
ПрьВодмй нпхамзя
Четам брашгнип Правам, o#/nw
№мм мм-роМа/а/млц квт
Kattc Htrmu.ui пал, л
Kam мпницы, л Uti imp и UfnvoeSopyMaHual
rpojsSoauPfPbPotmh, nA
no vilff плану 'J /пунокопу шпаку lornaavo ls!0X no tuitr Mill
no tnvnnrpy loimtKu ЮХ на runt X>ect
Графическая часть, лист 2



мо
3Mi
Приложение 2
ВОПРОСЫ ДЛЯ КОНТРОЛЯ И САМОПРОВЕРКИ
1.	Что такое технологический процесс?
2.	Назовите основные технологические процессы строи-
тельной индустрии.
3.	Физико-механические свойства.
4.	Сформулируйте основные принципы анализа и расчета
технологических процессов.
5.	Сформулируйте три теоремы подобия.
6.	Какие безразмерные комплексы подобия Вы знаете?
7.	Запишите вывод безразмерного комплекса Ньютона.
8.	Запишите формулы критериев подобия: Архимеда, Рей-
нольдса, Эйлера, Фруда.
9.	Охарактеризуйте феноменологический метод исследова-
ний.
10.	Охарактеризуйте экспериментальный метод исследова-
ний.
11.	Характеристика процесса измельчения, степень измель-
чения.
12.	Способы измельчения.
13.	Схемы измельчения.
14.	Закономерности процесса измельчения.
15.	Особенности процесса дробления в щековых дробилках
с простым движением щеки.
16.	Особенности процесса дробления в щековых дробилках
со сложным движением подвижной щеки.
17.	Особенности кинетики процесса измельчения.
18.	Особенности процесса измельчения в конусных дробил-
ках крупного дробления.
19.	Особенности процесса измельчения в конусных дробил-
ках среднего и мелкого дробления.
20.	Особенности процесса измельчения в валковых дробил-
ках.
21.	Особенности процесса дробления в роторных дробилках.
492
22.	Особенности процесса дробления в молотковых дробил-
ках.
23.	Определение кинематических параметров дробления.
24.	Расчет скоростных режимов дробления.
25.	Схема распределения энергии при ударной нагрузке.
26.	Анализ графических зависимостей R% = f(D).
27.	Номограмма для определения размера выходных щелей
роторных дробилок.
28.	Определение производительности и мощности роторных
дробилок.
29.	Особенности движения мелющих тел в барабане мель-
ницы.
30.	Определение кинематических параметров движения ме-
лющих тел.
31.	Уравнение кинетики процесса измельчения В ШБМ.
32.	Диаграмма помола в ШБМ.
33.	Особенности процесса измельчения в ШБМ с ППД ме-
лющих тел.
34.	Диаграмма помола в ШБМ с ППД мелющих тел.
35.	Особенности процесса измельчения в ШБМ с внутрен-
ним рециклом.
36.	Особенности процесса измельчения в шаровых кольце-
вых мельницах.
37.	Особенности процесса измельчения в роликово-
маятниковых мельницах.
38.	Расчет параметров процесса измельчения в роликово-
маятниковых мельницах.
39.	Особенности процесса измельчения в молотковых мель-
ницах с тангенциальной радиальной загрузкой.
40.	Особенности процесса измельчения в дезинтеграторах с
горизонтальной и вертикальной осью вращения.
41.	Особенности процесса измельчения в вибрационных
мельницах (инерционных и гирационных).
42.	Процесс измельчения в трехкамерной вибрационной
мельнице.
493
43.	Характер движения мелющих тел в дорезонансном, ре-
зонансном и зарезонансном режимах.
44.	Расчет основных параметров процесса измельчения в
вибромельницах.
45.	Особенности процесса измельчения материала в струй-
ных мельницах.
46.	Определение параметров струйного измельчения.
47.	Зависимость коэффициента инжекции от режима работы
мельницы.
48.	Аэродинамические характеристики потока по длине раз-
гонной трубки.
49.	Основные характеристики процесса измельчения мате-
риала в струйных мельницах.
50.	Что называется классификацией (сортировкой) материа-
ла по крупности?
51.	Назовите основные способы классификации материала
по крупности.
52.	Что представляет из себя механическая классификация?
53.	Какие виды грохочения (сортировки) Вы знаете?
54.	Какие просеивающие поверхности Вы знаете?
55.	Какими параметрами характеризуется пропускная спо-
собность просеивающей поверхности?
56.	Для чего применяется ситовой анализ материала?
57.	Что такое характеристика крупности материала? Типо-
вые характеристики.
58.	Что такое эффективность классификации?
59.	Написать уравнение баланса при разделении материала
на односитном грохоте.
60.	Назовите параметры качества процесса грохочения.
61.	Какими уравнениями описывается кинетика сортировки
материала на грохоте.
62.	В чём состоит графоаналитический метод построения
диаграммы эффективности грохочения?
63.	В чём состоит расчет предельной скорости движения
частицы материала по просеивающей поверхности?
494
64.	Назовите основные конструктивно-технологические па-
раметры, влияющие на процесс грохочения.
65.	Объясните физические основы классификации по упру-
гости.
66.	Вычертите траектории движения частицы материала ша-
рообразной формы при отскоке ее от горизонтальной и наклон-
ной плоскостей.
67.	Объясните закономерности обогащения щебня по упру-
гости и трению.
68.	Вычертите схему обогащения неоднородного щебня по
упругости и трению на механическом классификаторе.
69.	Назовите преимущества и недостатки процесса обога-
щения неоднородного щебня и гравия по упругости и трению.
70.	Что называется свободным и стесненным падением час-
тиц материала в жидкой среде?
71.	Какие силы действуют на частицу при ее падении в жид-
кой среде?
72.	Напишите формулу свободного падения шарообразной
частицы в жидкой среде.
73.	Напишите формулу стесненного падения частицы мате-
риала в жидкой среде.
74.	Назовите основные способы гидравлической классифи-
кации материала.
75.	Назовите основные параметры камер гидроклассификации.
76.	Приведите аналитические выражения основных пара-
метров камер классификации.
77.	Что называется промывкой?
78.	Какие рабочие операции включает процесс промывки?
79.	Что такое промывистость материала?
80.	Как подразделяется глина по числу пластичности?
81.	Как определить коэффициент промывистости нерудных
строительных материалов?
82.	Назовите основные методы определения промывистости
нерудных материалов.
83.	Что понимается под кинетикой промывки?
84.	Назовите основные показатели промывки щебня, гравия.
495
85.	Что такое отсадка?
86.	Что называется циклом отсадки?
87.	Каким параметром характеризуется разрыхленность по-
стели?
88.	Назовите основные параметры процесса отсадки.
89.	Как рассчитываются размах и частота колебаний?
90.	Назовите значения основных параметров процесса от-
садки при обогащении щебня из гравия.
91.	Что такое обогащение в тяжелых средах?
92.	Какие физико-механические свойства горных пород ис-
пользуются при обогащении в тяжелых средах и почему?
93.	Опишите закономерности обогащения в тяжелых средах.
94.	Какие утяжелители применяются при приготовлении
тяжелых суспензий?
95.	Вычертите технологическую схему обогащения в тяже-
лых средах.
96.	Назовите основные показатели обогащения щебня и гра-
вия в тяжелых средах.
97.	Что такое смешение сыпучих материалов?
98.	Назовите основные способы смешения.
99.	Объясните механизм действия смешения.
100.	Какие зависимости (уравнения) используют при описа-
нии процесса смешения сыпучих материалов?
101.	Опишите кинетику процесса смешения.
102.	Какие параметры в первую очередь влияют на процесс
смешения?
103.	Как влияют основные параметры на качество и произво-
дительность смешения?
104.	Что такое диспергированное смешение?
105.	Какие параметры определяют интенсивность обработки
смеси в стержневых растирателях — смесителях?
106.	Напишите и объясните уравнение кинетики измельчения
— смешения.
107.	Что такое формование?
108.	Назовите основные способы формования.
109.	Что такое вибрационное формование?
496
110.	Назовите разновидности вибрационного формования.
111.	Объясните целесообразность повышения частоты коле-
баний формы при формовании мелкозернистых смесей.
112.	Чему равна присоединяемая масса бетонной смеси?
113.	Почему мелкозернистые смеси целесообразнее уплот-
нять на повышенных частотах?
114.	Как объясняется снижение внутреннего трения в бетон-
ной смеси при вибрационном воздействии на неё?
115.	Что такое прессование?
116.	Назовите основные виды прессования.
117.	Изобразите схемы статического прессования.
118.	Изобразите кривые (диаграммы) прессования и объясни-
те их практическую значимость.
119.	Напишите основные уравнения прессования.
120.	Назовите основные параметры прессования.
121.	Какие факторы и как влияют на плотность (прочность)
прессовки?
122.	Что такое коэффициент уплотнения?
123.	Как влияют длительность и характер приложения на-
грузки при прессовании?
124.	Как связаны параметры прессования с конструктивными
параметрами прессов?
125.	Что такое выпрессовывание (выпрессовка)?
126.	Какие параметры влияют на процесс выпрессовывания?
127.	Какие аналитические зависимости применяются при
расчете усилия выпрессовывания?
128.	В чем состоит кибернетический подход к изучению про-
цесса выпрессовывания?
129.	Как влияют на усилие выпрессовывания основные физи-
ко-механические и технологические свойства формовочной сме-
си и конструктивные параметры выталкивающих механизмов?
130.	Какая влага может содержаться в материалах?
131.	Как классифицируются материалы по содержанию в
них воды?
132.	Как определить влажность материала?
133.	Назовите основные способы обезвоживания материала.
497
134.	В чем состоит физическая сущность обезвоживания
материала?
135.	Приведите примеры обезвоживания нерудных строи-
тельных материалов.
136.	Объясните назначение процесса фильтрования.
137.	Каким образом создается перепад давления по сторонам
фильтрующей перегородки?
138.	Из каких материалов изготавливаются фильтрующие пе-
регородки?
139.	Каким параметром характеризуется интенсивность
фильтрования?
140.	Каким уравнением записывается закон фильтрования?
141.	Как определить сопротивление фильтрованию?
142.	Назовите и объясните режимы фильтрования.
143.	Какие графические зависимости строят при изучении
фильтрования ?
144.	Как определяется скорость фильтрования?
145.	Что такое псевдоожижение?
146.	Какую роль играет псевдоожижение в производстве
строительных материалов?
147.	Назовите основные стадии (режимы) псевдоожижения.
148.	Какие зависимости (кривые) перепада статического дав-
ления от скорости псевдоожижающего агента Вы знаете?
149.	Опишите методику расчета высоты слоя материала при
псевдоожижении.
150.	Каким параметром характеризуется интенсивность пе-
ремешивания частиц материала в кипящем слое?
151.	Что такое дозирование?
152.	Назовите основные классификационные признаки дози-
рования.
153.	Опишите классификационные признаки дозирования.
154.	Объясните схему дозирования дискретного (цикличного)
действия.
155.	Объясните схему дозирования непрерывного действия.
156.	Что такое погрешность дозирования и как она опре-
деляется?
498
157.	Назовите основные параметры цикличного дозирования.
158.	Назовите основные параметры непрерывного дозирования.
159.	Как рассчитывается продолжительность взвешивания
дозы при дискретном дозировании?
160.	Как рассчитывается грубая засыпка весового бункера до-
затора при двухстадийном дозировании?
161.	Приведите примеры дозирования различных сыпучих
материалов и жидких продуктов в различных отраслях промыш-
ленности строительных материалов.
162.	Что такое засыпка пресс-форм?
163.	Объясните связь засыпки пресс-форм с качеством полу-
чаемых при прессовании изделий.
164.	Какие параметры характеризуют процесс засыпки пресс-
форм формовочной смесью?
165.	В чем состоит кибернетический подход к изучению про-
цесса засыпки пресс-форм?
166.	Напишите аналитическую связь эффективности засыпки
с параметрами прессования формовочной смеси.
167.	Что называется гранулированием?
168.	Дайте классификацию процессов гранулирования.
169.	Каким образом регулируют размер гранул в тарельчатых
грануляторах?
170.	От чего зависит качество гранулирования в барабанных
грануляторах?
171.	В чем заключается механизм гранулообразования в воз-
душном потоке?
172.	От чего зависит коэффициент теплообмена в установках
для термовлажностной обработки?
173.	Что включает полный цикл термовлажностной обработ-
ки изделий?
174.	Для чего применяют ступенчатый режим обработки?
175.	В каких установках производят вакуумирование ячеи-
стых бетонов?
176.	Какие способы электро гермообработки Вы знаете?
177.	Что называется температурным перепадом?
178.	Что такое температурный градиент?
499
179.	Какие периоды включает процесс сушки?
180.	Приведите классификацию процессов сушки?
181.	Какие режимы сушки Вам известны?
182.	Что называется обжигом?
183.	Какие параметры включает режим обжига?
184.	Дайте характеристику процессам вспучивания и
спекания.
185.	От чего зависит температура плавления твердых
веществ?
186.	Что включает в себя теплотехнический расчет вращаю-
щихся и шахтных печей?
500
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Абрамович Г.Н. Теория турбулентных струй. - М.: Физ-
матиздат, 1960. - 824 с.
2.	Аксельрод З.Л., Бровар И.П., Рубинович Г.М. Механизация
и автоматизация производства цемента. — Л.:Стройиздат, 1968. -
223 с.
3.	Акунов В.И. Выбор промышленной противоточной мель-
ницы. - Строительные и дорожные машины. - 1989. №11. - с.
16-17.
4.	Акунов В.И. Струйные мельницы. - М.: Машиностроение,
1967.-257с.
5.	Андреев С.Е., Зверевич В.В., Перов В.А. Дробление, из-
мельчение и грохочение полезных ископаемых. - М.: Недра,
1996.
6.	Бальшин Ю.М., Кипарисов С.С. Основы порошковой ме-
таллургии. - М.: Металлургия, 1978.- 184с.
7.	Баранов Д.А., Кутепов А.М. Процессы и аппараты. - М.:
Академия. 2004. — 304с.
8.	Бауман В.А., Быковский И.И. Вибрационные машины и
процессы в строительстве - М.: Высшая школа, 1977. — 255с.
9.	Бауман В.А., Клушанцев В.В., Мартынов В.Д. Механиче-
ское оборудование предприятий строительных материалов, из-
делий и конструкций — М.: Машиностроение, 1981.
10.	Богданов В.С. Механическая активация композитных мате-
риалов в противоточных струйных мельницах. Промышленность
строительных материалов в стройиндустрии, энерго- и ресурсосбе-
режение в условиях рыночных отношений. Сб. докл. Междунар.
конф., Ч. 1. —Белгород: Изд-во БелГТАСМ, 1997. с. 148-153.
11.	Богданов В.С. Механическое оборудование предприятий
промышленности стройматериалов. — Белгород, 1998. — 180с.
12.	Богданов В.С. Шаровые барабанные мельницы,- Белго-
род.: Изд. БелГТАСМ, 2002. - 258с.
13.	Богданов В.С., Несмеянов Н.П., Ильин А.С. Процессы
помола и классификации в производстве цемента - М.: Изд-во
АСВ, 2004,- 199с.
501
14.	Богданов В.С., Несмеянов Н.П., Катаев Е.Ф. Мельницы
сверхтонкого измельчения.-Белгород.: Изд. БГТУ им. В.Г. ТПу-
хова, 2004. - 95с.
15.	Борщевский А.А., Дьяконов Н.А., Ильин А.С. и др. Фор-
мирование количественных и качественных характеристик за-
сыпки при прессовании формовочных масс// Механизация
строительства. - 1999. №8. — с.23-27.
16.	Борщ И.М. Процессы и аппараты в технологии строи-
тельных материалов. - Киев: Вища школа, 1981.- 296с.
17.	Борщевский А.А., Ильин А.С. Механическое оборудова-
ние для производства строительных материалов и изделий:
Учеб, для вузов. - М.: Высш, шк., 1987. - 368с.
18.	Веников В.А. Теория подобия и моделирования. — М.:
Высшая школа, 1976. - 469с.
19.	Виденеев Ю.Д. Автоматическое непрерывное дозирова-
ние сыпучих материалов. - М.: Энергия, 1974.
20.	Гальперин Н.И. Основные процессы и аппараты химиче-
ской технологии. - М.: Химия, 1981 том 1,2. - 812с.
21.	Гольдберг Ю.Г., Гончаренко А.А. Обезвоживание кон-
центратов горных металлов. - М: Недра, 1986.-184с.
22.	Гонгаревич И.Ф. Вибротехника в горном производстве.—
М.: Недра, 1992. - 319с.
23.	Горобец В.И. Новое направление работ по измельчению.
— М.: Недра, 1977. — 183 с.
24.	Дозировочное и разгрузочное оборудование в производ-
стве прессованных строительных изделий: обзор, информ., вып.
З/Ильин А.С.-М.: ЦНИИТЭстроймаш, 1986. - 44 с.
25.	Дробильно-сортировочное оборудование. - Отраслевой
каталог. - Тараканов А.Д. и др. - М.: ЦНИИТЭстроймаш, 1989.
26.	Егоров А.В.,Рульнов А.А. Основные процессы и оборудо-
вание в технологии строительных материалов: Учеб. Пособие. -
Из-во МГСУ, 1998. - 80с.
27.	Ерёмин Н.Ф. Процессы и аппараты в технологии строи-
тельных материалов. - М.: Высшая школа, 1986. -280с.
28.	Ермилов П.И. Диспергирование пигментов. - М.: Химия,
1971.-300с.
502
29.	Жужиков В.А. Фильтрование. — М.: Химия, 1971. — 440с.
30.	Зверев С.В. Измельчение сыпучих материалов свободным
ударом. //Химическая промышленность - 1993, - № /г. с. 60-62.
31.	Зенков Р.Л., Гриневич Г.П., Исаев В.С. Бункерные уст-
ройства.-М.Машиностроение, 1977.-223 с.
32.	Ильин А.С. Исследование основных параметров отсадоч-
ной машины при обогащении щебня из гравия по прочности.
Автореф. канд. диссертации. - М.:МИСИ, 1968. - 15 с.
33.	Карклит А.К., Ларин А.П., Лосев С.А. и др. Производство
огнеупоров полусухим способом — 2-е изд. перераб. - М.: Ме-
таллургия, 1981.- 320с.
34.	Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химиче-
ской технологии. - М.: Химия, 1973. - 783с.
35.	Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химиче-
ской технологии. - М.: Химия, 1971. - 784с.
36.	Касаткин А.Г. Основные процессы и аппараты химиче-
ской технологии. - М.: Химия, 1991. — 984с.
37.	Кипарисов С.С., Либенсон Г.А. Порошковая металлургия.
-М.: Металлургия, 1972.
38.	Классен П.В., Гришаев И.Г. Основы техники гранулиро-
вания (Процессы и аппараты химической и нефтехимической
технологии). М., Химия, 1982.-272 с., ил.
39.	Классен П.В., Гришаев И.Г., Шомин И.П. Гранулирова-
ние. — М.: Химия, 1991.—240 с.: ил.
40.	Клушанцев Б. В. Машины и оборудование для производ-
ства щебня, гравия и песка. - Машиностроение, 1976. — 182с.
41.	Клушанцев Б.В., Косарев А.И., Муйземнек Ю.А. Дробил-
ки. Конструкция, расчет, особенности эксплуатации.— М.: Ма-
шиностроение, 1990 - 320с.
42.	Коган Л.Б. Теоретические основы типовых процессов хи-
мической технологии. — Л.: Химия, 1977. — 591с.
43.	Кокшарев В.Н., Кучеренко А.А. Тепловые установки. Ки-
ев. Выща школа. 1990. — 335с.
44.	Кольман - Иванов Э.Э. Таблетирование в химической
промышленности. — М.: Химия, 1976.
503
45.	Красовский Б.П. Вибрационные мельницы: обзор отече-
ственной и зарубежной литературы за 1934-1982г. Отчет МГИ,
1983.-39с.
46.	Купершмидт М.Э. Обоснование конструктивно-
технологических параметров растирателей — гомогенизаторов
для обработки силикатных смесей. Автореферат диссертации. -
М.: Изд-во МИСИ, 1989. -24с.
47.	Лабораторный практикум по процессам и аппаратам пи-
щевых производств / Гинзбург А.А., Гребенюк С.М., Михеева
Н.С. и др. - М.: Агропромиздат, 1990. — 256с.
48.	Лесин А.Д. Вибрационные машины в химической техно-
логии,- М.: ЦИМТН-Химнефтемаш, 1968. - 80с.
49.	Макаров Ю.И. Аппараты для смешения сыпучих мате-
риалов. -М.: Машиностроение, 1973.
50.	Малинина Л.В. Тепловлажностная обработка тяжелого
бетона. -М.: Стройиздат, 1977.
51.	Мартынов В.Д. и др. Строительные машины и монтажное
оборудование.-М.: Машиностроение, 1990.
52.	Мартынов В.К., Струков В.Г., Ильин А.С. О закономер-
ности изменения бокового давления при прессовании силикат-
ного кирпичаУ/Моделирование, автоматизация и механизация
процессов производства строительных материалов: Сб. научн.
тр. - М.: Из-во МИСИ, БТИСМ,1984. -С. 173-176.
53.	Мачихин Ю.А., Мачихин С. А. Инженерная реология пи-
щевых материалов. - М.: Лёгкая и пищевая промышленность,
1981.-216с.
54.	Машины и оборудование для подготовки силикатных и
керамических смесей. Обз. информ./ Ильин А.С., Купершмидт
М.Э. - М.: ЦНИИТЭстроймаш, 1987, вып. 3. - 40с.
55.	Мидовский В.И. Измерение усилий прессования силикатной
массы. Строительные и дорожные машины, 1976. - с. 109 - 123.
56.	Мидовский В.И., Полозов А.Н. Контроль усилий прессо-
вания на прессах для формования силикатного кирпича. Тр. ин-
та ВНИИстроммаш, вып. 16. — Гатчина, 1976. — с. 109 — 123.
57.	Моргулис М.Л. Вибрационное измельчение материалов. -
М.: Промстройиздат, 1957.-106с.
504
58.	Нисневич М.Л., Ратьковский Л.П. Обогащение нерудных
строительных материалов. - М.: Госстройиздат, 1963. - 283с.
59.	Ногинский Г.А. Дозирование сыпучих материалов. — М.:
Химия, 1978.
60.	Олевский В.А. Размольное оборудование обогатительных
фабрик. — М.: Госгортехиздат, 1963. - 447 с.
61.	Оскаленко Г.Н. Исследование дробления и измельчения
силикатных и других материалов в центробежной роторной
мельнице. Диссертация кандидата технических наук. Днепро-
петровск, ХТИ, 1965. - 203 с.
62.	Особенности разрушения многокомпонентных материа-
лов однократным ударом. //Колобова В.В., Гуюмджян П.П., Ко-
маров Б.В. и др. — с.23.
63.	Опыт применения центробежно-ударных измельчителей:
Обзорная информация.//Центральный научно-исследовательский
институт информатики и технико-экономических исследований
черной металлургии. - М., 1991, 25 с. (Черная металлургия. Сер.4,
Вып. 2).
64.	Осокин В.П. Молотковые мельницы. - М.: Энергия,
1980. - 176с.
65.	Остапенко П.Е. Теория и практика обогащения железных
руд. - М.: Недра, 1985.-270с.
66.	Пере1-удов В.В., Роговой М.И. Тепловые процессы и ус-
тановки в технологии строительных изделий и деталей. - М.:
Стройиздат, 1983.
67.	Перов В.А., Андреев Е.Е., Биленко Л.Ф. Дробление, из-
мельчение и грохочение полезных ископаемых. — М.: Недра,
1990.-301с.
68.	Плаксин Ю.М., Малахов Н.Н., Ларин В.А. Процессы и
аппараты пищевых производств. — М.: Колосс, 2005 - 760с.
69.	Плановский А.Н., Николаев П.И. Процессы и аппараты
химической и нефтехимической технологии. - М.: Химия,
1987.-496с.
70.	Попильский Р.Я., Кондрашов Ф.В. Прессование керами-
ческих порошков. - М.: Металлургия, 1968. - 272с.
505
71.	Производство сборных железобетонных изделий: Спра-
вочник/ Бердичевский Г.И., Васильев А.П., Маменина Л.А. и
др.; Под. ред. К.В. Михайлова, К.М. Королёва. - М.: Стройиз-
дат,1989. - 447с.
72.	Расчеты и задачи по процессам и аппаратам пищевых
производств / Гребенюк С.М., Михеева Н.С., Грачев Ю.П. и др.
— М.: Агропромиздат, 1989. - ЗО4с.
73.	Руководство к практическим занятиям в лаборатории
процессов и аппаратов химической технологии. Под ред. чл. —
корр. А.Н. СССР П.Г. Романкова. Изд. 4-е, пер. и доп. - Л.: Хи-
мия, 1975. -256с.
74.	Сапожников М.Я. Механическое оборудование предпри-
ятий строительных материалов, изделий и конструкций. - М.:
Высшая школа, 1971. - 382с.
75.	Севостьянов В.С. Валковые машины и агрегаты в про-
мышленности строительных материалов. Учеб, пособие. - М.:
Из-во БелГТАСМ, 1986. - 161с.
76.	Сергеев В.П. Строительные машины и оборудование. —
М.: Высш.шк., 1987.
77.	Серго Е.Е. Дробление, измельчение и грохочение полез-
ных ископаемых. - М.: Недра, 1985. - 285с.
78.	Силенок С.Г., Борщевский А.А., Горбовец М.Н. и др. Ме-
ханическое оборудование предприятий строительных материа-
лов, изделий и конструкций: Учеб, для вузов. - М.: Машино-
строение 1990. -412с.
79.	Современная технология и оборудование для эффектив-
ного силикатного кирпича и камней. Обз. информ./ Ильин А.С. -
М.: ЦНИИТЭстроймаш, 1982, вып. 1. -40с.
80.	Справочник по добыче и переработке нерудных строи-
тельных материалов/ под. ред. инж. В.Я. Валюжинича. -
Л.:Стройиздат, 1975. - 576 с.
81.	Справочник по добыче и переработке нерудных строи-
тельных материалов / Под общ. ред. инж. В.Я. Валюжинича. -
Л.: Стройиздат, 1995. - 596с.
506
82.	Справочник по обогащению руд. В 3-х т. Гл. ред.
О.С.Богданов. Т. I. Подготовительные процессы. Отв. ред. В.А.
Олевский. — М.:Недра, 1972. - 448 с.
83.	Справочник по обогащению руд. В 3-х т. Гл. ред. О.С. Бо-
гданов. т.2 «Основные и вспомогательные процессы», ч.П «Спе-
циальные и вспомогательные процессы, испытания обогатимо-
сти, контроль и автоматика.» — М.: Недра. 1974. - 452с.
84.	Справочник по обогащению руд. В 3-х т. Гл. ред.
О.С.Богданов. Т.2. «Основные и вспомогательные процессы»,
ч.Г «Основные процессы». = М.:недра, 1974. - 448 с.
85.	Справочник по обогащению руд. Подготовительные про-
цессы/ Под ред. О.С. Богданова, В.А. Олевского, 2-е изд., пере-
раб. и доп. М., Недра, 1982, 366 с.
86.	Справочник по производству сборных железобетонных
изделий/ Под. ред. К.В. Михайлова, А.А. Фоломеева. - М.:
Стройиздат, 1982. - 440 с.
87.	Стабников В.Н., Лысянский В.М., Попов В.Д. Процессы и
аппараты пищевых производств. - М.: Агропромиздат, 1985. -
503 с.
88.	Стренс Ф. Перемешивание и аппараты с мешалками. Пер.
с польск. Под ред. И.А. Щупляка. — Л.: Химия, 1975.
89.	Строительные материалы: Справочник / Болдырев А.С.,
Золотов П.П., Люсов А.Н. и др.: Под ред. А.С. Болдырева, П.П.
Золотова. - М.: Стройиздат, 1989. - 686с.
90.	Сулименко Л.М., Альбац Б.С. Агломерационные процес-
сы в производстве строительных материалов. М.: Химические
технологии. 1994г.
91.	Тепловые процессы в технологии силикатных материа-
лов./ Под ред. И.А. Булавина. - М.: Стройиздат, 1982.
92.	Толоконников Л.А. Механика деформируемого твердого
тела. — М.: Высшая школа, 1979. - 318 с.
93.	Технические средства и методы для оценки качества
сырьевых смесей в производстве силикатных и керамических
изделий: Обзор. Информ., вып. 5/Ильин А.С. -
М.:ЦНИИТЭстроймаш, 1989. - 47 с.
507
94.	Технологическое оборудование асфальтобетонных заво-
дов/ Тимофеев В.А., Васильев А.А., Васильев И.А. и др. -
М.Машиностроение, 1981.-255 с.
95.	Тихонов А.Ф., Королев К.М. Автоматизированные бето-
носмесительные установки и заводы: Учеб.пособие. -
М.:Высш.шк., 1990 - 191 с.
96.	Толковый металлургический словарь. Основные термины.
Лопухов Г.А., Цирульников В.А., Куманин В.И. и др. Под ред.
В.И. Куманина. - М.: Рус. яз., 1989. - 446 с.
97.	Уваров В.А. Научные основы проектирования и создания
пневмоструйных мельниц: Автореферат дисс. д.т.н.: 05.02.13 -
Белгород, 2006. - 36 с.
98.	Уваров В.А. Расчет конструктивно-технологических па-
раметров струйных мельниц. Изв. Вузов. Строительство. — 1996
-№10. — с. 113-119.
99.	Уваров В.А. Расчет областей эффективного взаимодейст-
вия измельчаемых материалов в помольной камере противоточ-
ной струйной мельницы. Энергосберегающие технологические
комплексы и оборудование для производства строительных ма-
териалов: Сб. научн. трудов: Вып. 4 — Белгород: Изд-во БГТУ
им. В.Г. Шухова, 2004. - с. 46-50.
100.	Филин В.Я., Акимов М.В. Обзорная информация «Со-
временное оборудование для тонкого и сверхтонкого измельче-
ния» М.: 1991. Цихтихимнефтемаш».
101.	Фракционирование и обогащение песков/ Гидронемет-
руд: Михальченко М.Г., Безпалов В.Д., Гуревич В.Г. -
М.Тосстройиздат, 1963. —88 с.
102.	Хавкин Л.М. Технология силикатного кирпича. - М.:
Стройиздат, 1982.-384 с.
103.	Хвостенков С.И., Купершмидт М.Э., Ильин А.С. Оценка
эффективности машин технологической подготовки производ-
ства. Сб. трудов ВНИИстром, вып.62 (90). - М.: Изд-во ВНИИ-
стром, 1987.-с. 150— 152.
508
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие..............................................3
Глава 1. Технологические процессы. Общие сведения.
Классификация............................................8
1.1 Классификация технологических процессов............9
1.2. Физико-механические свойства материалов..........13
Глава 2. Основные закономерности процессов
производства строительных материалов....................22
2.1	Принцип анализа и расчета процессов...............22
2.2.	Основы теории подобия............................23
2.3.	Методы исследования процессов....................33
Глава 3. Измельчение................................    40
3.1.	Термины, определения, классификация..............40
3.2.	Закономерности процесса измельчения..............47
3.3.	Дробление........................................50
3.3.1	Дробление в щековых дробилках................50
3.3.2.	Дробление в конусных дробилках................ .61
3.3.3.	Дробление в валковых дробилках...............70
3.3.4.	Дробление в дробилках ударного действия......76
3.3.5.	Избирательное дробление......................90
3.4.	Помол...........................................96
3.4.1.	Процесс помола в шаровых
барабанных мельницах................................97
3.4	2. Процесс помола в шаровых кольцевых мельницах.. ..121
3.4.3	Процесс помола в
тарелъчато-вапковых мельницах........................................ 148
3.4.4	Процесс помола
в роликово-маятниковых мельницах...................168
3.4.5.	Процесс помола в молотковых мельницах................ 170
3.4.6.	Процесс помола в дезинтеграторах............178
3.4.7.	Процесс измельчения в вибрационных мельницах. ....188
3.4.8.	Процесс помола в струйных мельницах.........200
Глава 4. Классификация (грохочение) сыпучих
строительных материалов................................215
509
4.1.	Механическая классификация сыпучих материалов
на грохотах.........................................................215
4.1.1.	Термины, определения, классификация.....................215
4.1.2.	Просеивающие поверхности.......................................216
4.1.3.	Характеристика крупности материала...................218
4.1.4.	Эффективность грохочения.......................................226
4.1.5.	Кинетика грохочения (сортировки)........................231
4.1.6.	Основные параметры, влияющие
на процесс грохочения...........................................................238
4.2.	Классификация по упругости и трению......................241
4.2.1.	Общие сведения..........................................241
4.2.2.	Теоретические основы классификации
по упругости и трению...........................................241
4.2.3.	Закономерности классификации по трению
и упругости.....................................................245
4.3.	Гидравлическая классификация нерудных
строительных материалов.............................................248
4.3.1.	Закономерности свободного падения
частиц материала в жидкой среде.................................248
4.3.2.	Закономерности стесненного падения
частиц материала в жидкой среде............................................252
4.3.3.	Основные способы гидравлической
классификации...................................................254
4.3.4.	Параметры камер классификации...........................255
4.4.	Промывка щебня, гравия, песка............................260
4.4.1.	Процесс промывки........................................260
4.4.2.	Промывистостъ нерудных
строительных материалов..................................................261
4.4.3	Кинетика промывки.......................................262
4.4.4.	Параметры машин для промывки...........................264
4.5.	Отсадка..................................................265
4.5.1.	Общие сведения. Термины и определения...................265
4.5.2.	Теоретические основы отсадки............................268
4.5.3.	Параметры процесса отсадки...................................270
4.6.	Обогащение в тяжелых средах..............................272
510
Глава 5. Смешение компонентов строительных смесей..279
5.1.	Смешение компонентов сыпучих
строительных смесей (масс).......................279
5.1.1.	Закономерности смешения..................279
5.1.2.	Параметры, влияющие на качество смешения.283
5.1.3.	Диспергированное смешение
сыпучих материалов..............................288
Глава 6. Формование строительных смесей............293
6.1.	Вибрационное формование (уплотнение)
бетонных смесей..................................293
6.2.	Центробежное формование.....................305
6.3.	Роликовое формование........................308
6.4.	Прессование порошкообразных строительных
материалов.......................................310
6.4.1.	Определения. Классификация...............310
6.4.2.	Закономерности прессования...............314
6.4.3.	Параметры прессования....................320
6.5.	Выпрессовывание.............................326
6.6.	Экструзионное формование....................331
6.7.	Реология строительных материалов............334
Глава 7. Обезвоживание и фильтрование..............345
7.1. Обезвоживание нерудных и других строительных
материалов.......................................345
7.2. Фильтрование жидких систем..................349
Глава 8. Псевдоожижение............................355
8.1. Общие сведения..............................355
8.2. Закономерности процесса псевдоожижения......356
Глава 9. Дозирование сыпучих и жидких материалов...360
9.1. Дозирование строительных материалов и жидких
продуктов........................................360
9.2. Засыпка пресс-форм формовочной смесью.......370
Глава 10. Гранулирование...........................381
10.1.	Общие сведения.............................381
10.2	Классификация процесса гранулирования.......384
10.3.	Гранулирование на тарельчатых агрегатах....185
10.4.	Гранулирование в барабанных грануляторах...188
511
10.5.	Гранулирование в воздушном потоке...........390
10.6.	Основы расчета процессов гранулирования.
Методика расчета гранулятора барабанного типа.....393
Глава 11. Процессы термовлажностной обработки.......397
11.1	Теоретические основы процесса
термовлажностной обработки......................  397
11.2.	Режимы и классификация процессов
термовлажностной обработки........................400
11.3.	Процессы термовлажностной обработки
периодического действия...........................404
11.4.	Процессы термовлажностной обработки
непрерывного действия.............................409
11.5.	Электротермообработка.......................412
11.6.	Расчет процессов термовлажностной обработки.415
Г лава 12. Процессы сушки материалов и изделий......422
12.1.	Теоретические основы процесса сушки.........422
12.2.	Периоды процесса сушки......................424
12.3.	Классификация процессов сушки...............427
12.4.	Режимы сушки................................431
12.5.	Особенности процессов сушки
строительных материалов и изделий.................432
12.6.	Основы расчета процесса сушки...............441
Глава 13. Процессы обжига материалов и изделий......445
13.1	Общие сведения...............................445
13.2.	Процесс обжига вяжущих материалов...........446
13.3.	Процесс обжига керамических материалов......448
13.4.	Процессы спекания и вспучивания.............448
13.5.	Процессы плавления..........................451
13.6.	Особенности устройств для обжига............452
13.7.	Основы расчета процессов обжига.............459
Заключение..........................................466
Приложения 1,2......................................467
Список литературы...................................501
Оглавление..........................................509
512
Учебное издание
Василий Степанович Богданов
Анатолий Сергеевич Ильин
Игорь Александрович Семикопенко
Процессы в производстве
строительных материалов и изделий
под редакцией В.С. Богданова
Технический редактор М.И. Киш нна
Корректор: Б.Р. Барчаи
Компьютерный набор: А.А. Козлов
Сдано в набор 7.05.07. Подписано в печать :9.06.07.
Формат 60х84‘/1(,.Уч.-изд.л. 29,8. Усл. п.л. 32,1
Гарнитура Times. Бумага офсетная.
Заказ № 15. Тираж 2000 экз.
ООО БКИ «Всзелица»
। Попорол, уи (’адовая, 92
1< » .’<> о; .’(> 1(18.