Текст
Рекомендовано к изданию заместителем министра промышленно¬
сти строительных материалов СССР А. С. Болдыревым.
Дуда В.
Д 81 Цемент/Пер. с нем. Е. Ш. Фельдмана; Под ред.
Б. Э. Юдовича. — М.: Стройиздат, 1981. — 464 с., ил.
В книге известного американского специалиста В. Дуды изложен
обширный материал по цементному производству. Приведены данные
о видах сырья и способах его подготовки, описаны технологические
процессы и конструкции оборудования, применяемые при производстве
цемента, и даиы их технические и эксплуатационные характеристики.
Значительное внимание уделено сравнению различных типов оборудо¬
вания и определению наиболее эффективной области его применения.
Книга предназначена для инженерно-технических работников це¬
ментной промышленности и смежных отраслей.
Д ,0,-81
047(01)—81
© 1977 Bauverlag GmbH
Wiesbaden und Berlin
ББК 35.41
ВП7.3
© Перевод на русский язык, Стройиздат, 1981
Предисловие редактора перевода
В предлагаемой фундаментальной работе Вальтера Дуды
«Цемент» всесторонне освещены вопросы современного произ¬
водства цемента и рассмотрено основное оборудование, приме¬
няемое в цементной промышленности. Это наиболее полное из:
имеющихся зарубежных изданий такого типа. Из работ
подобного назначения и объема, выпущенных в СССР, мож¬
но назвать «Справочник по производству цемента» (М., Гос-
стройиздат, 1963) под редакцией И. И. Холина, но он содер¬
жит относительно мало сведений о зарубежном опыте.
К достоинствам книги В. Дуды относятся полнота и просто¬
та изложения, достаточная объективность оценки, новизна,
материала.
В книге освещен международный опыт по производству це¬
мента. Однако основное внимание уделено оборудованию для:
производства цемента, выпускаемому в США, ФРГ и Дании, до¬
статочно хорошо освещен опыт ГДР, ПНР, ЧССР и ВНР (ис¬
следования Б. Беке), меньше сведений об английском и француз¬
ском оборудовании, что связано с утратой до известной степени,
этими странами ведущей роли в цементном машиностроении.
Приведены основные справочные данные о советском обо¬
рудовании. К сожалению, недостаточно освещен японский опыт,,
особенно в области обжига клинкера1.
При изложении нового материала некоторые высказыва¬
ния автора спорны как в отношении общих положений, так и в;
оценке отдельных видов технологического оборудования. Так,
тепловой к. п. д. шаровой мельницы оценивается автором в од¬
ном случае 10—20%, а в другом принимается по существу рав¬
ным нулю. В отечественной практике эта характеристика не
применяется.
Автор активно пропагандирует использование валковых
мельниц при помоле сырья и цемента, требующих низких удель¬
ных энергозатрат. Однако для них необходима строжайшая ав¬
томатизация питания и сортировки материала на входе, и да¬
же при этом валковые мельницы ненадежны в работе, нужда¬
ются в автоматизации ремонта и блочной замене вышедших из
строя деталей.
Две последние главы книги, посвященные вопросам футеров¬
ки обжиговых агрегатов и пылеулавливающему оборудованию-
цементной промышленности, содержат относительно мало но¬
вых сведений для советского читателя в связи с недавним вы¬
ходом в свет монографий В. И. Шубина «Футеровка цементных
вращающихся печей» (М., Стройиздат, 1975) и Ф. Г. Банита,
1 Некоторые сведения можно найти в докладах Миядзавы и Оно в т. Г
Трудов VI Международного конгресса по химии цемента в Москве (М.,
Стройиздат, 1976).
5-
А. Д. Мальгина «Пылеулавливание и очистка газов в промыш¬
ленности строительных материалов» (М., Стройиздат, 1979).
Поэтому с разрешения автора соответствующие главы в пере¬
воде опущены.
Настоящий перевод осуществлен канд. техн. на¬
ук Е. Ш. Фельдманом с немецкого варианта 2-го издания кни¬
ги, вышедшей в подлиннике на двух языках — немецком и анг¬
лийском. При редактировании перевода из двух не всегда адек¬
ватных вариантов подлинника выбирался более информативный
и простой по характеру изложения. Были исправлены не¬
которые, впрочем, очень редкие ошибки и опечатки, дополнен
список литературы. Для облегчения пользования неметриче¬
скими мерами, которые пришлось сохранить, в конце книги при¬
ложена переводная таблица для их пересчета в метрические
единицы. Следует учесть, что некоторые известные единицы
имеют в данной книге другие значения. Например, 1 л. с. в
США принимается равной 746 Вт, а не 735,5 Вт, как в СССР и
других странах. Метрическая система использовалась во всех
случаях, где это было возможно.
Предлагаемая читателям книга В. Дуды существенно выде¬
ляется из ряда изданий, выпущенных в последние годы за ру¬
бежом в области производства цемента. Она будет полезна ин¬
женерам, занятым в цементной промышленности и смежных
отраслях, а также молодым специалистам и студентам.
Б. Э. Юдович
Предисловие ко второму изданию
Первое издание этой книги было распродано за несколько*
месяцев после выхода из печати. Специалисты всего мира вы¬
сказали пожелания о дополнении и расширении справочного-
материала. Поэтому при втором издании книга подверглась
значительной переработке, в результате чего выпущено капиталь¬
ное издание по технологии мировой цементной промышленности.
' ■ Автор и издательство■.
Предисловие автора
При работе над книгой по производству цемента преследо¬
валась цель дать в наиболее сжатой форме всестороннее пред¬
ставление о способах производства, машинах и установках, при¬
меняемых в мировой цементной промышленности, причем осо¬
бое внимание было уделено цифровому материалу, диаграммам*
и таблицам.
Различие местных условий в разных странах не позволило-
дать однозначной оценки тому или иному способу производст¬
ва. Способы производства и оборудование, которым отдают
предпочтение в одной стране, часто становятся менее эффек¬
тивными при изменении географических, технологических и эко-^
номических условий или при использовании на предприятиях
иной мощности. Только в том случае, когда оговорены особые
условия и четко задана область применения со всеми ограни¬
чениями, можно однозначно оценить способ производства. Спо¬
собы производства, не имеющие перспективы дальнейшего при¬
менения, в целях ограничения объема здесь не приводятся.
Также очень кратко описаны новые способы, находящиеся в.
начальной стадии разработки.
При работе над книгой использованы первоисточники глав¬
ным образом на английском, немецком и славянских языках.
Также приняты во внимание французские и японские материалы.
Издание настоящей книги по производству цемента несом¬
ненно будет способствовать обмену международным опытом,
поскольку многие данные, методы расчета и т. п. из-за языко¬
вых трудностей известны специалистам только определенных
территориальных регионов.
Я приношу благодарность различным фирмам, предоставив¬
шим в мое распоряжение иллюстрации и цифровой материал,
библиотекарю Г. Яшуре за ценные библиографические справки,
г-ну Р. Кнаппу из издательства «Бауферлаг» за многочисленные
ценные советы и помощь при подготовке рукописи, а также из¬
дательству «Бауферлаг» за прекрасное оформление книги.
Вальтер Г. Дуда, Алентаун, Пенсильвания (США).
Предисловие издательства
Эта книга, являющаяся результатом многолетней работы,
вызвала очень большой интерес еще до выхода из печати. Осо¬
бенность ее состоит в том, что после обработки многочисленных
литературных источников в нее включены такие сведения, ме¬
тоды расчета и технологические способы, которые раньше были
известны и применялись только внутри отдельных территориаль¬
ных регионов. Тем самым внесен значительный вклад во вза¬
имное обучение специалистов по производству цемента, принад¬
лежащих к различным языковым группам и географическим
районам и обладающих различным производственным опытом.
В этом заключается большое значение книги. Она помогает
каждому читателю ознакомиться с образом мыслей и методами
работы зарубежных коллег.
В целях ограничения объема в книге в основном приведены
данные, необходимые для повседневной работы. В некоторых
случаях для уточнения информации следует обратиться к пер¬
воисточникам.
Мы благодарим всех специалистов, помогавших советами
при подготовке настоящей книги.
Издательство «Бауферлаг», Висбаден, ФРГ.
1. Сырье
Для производства цемента могут применяться как природные
вещества, так и промышленные продукты. Исходными материа¬
лами служат минералы, содержащие главные составные части
■цемента: оксид кальция, кремнезем, глинозем и оксид железа.
Эти компоненты редко содержатся в нужном соотношении
в каком-либо одном виде сырья. Поэтому часто приходится
подбирать сырьевую смесь по расчету из составляющей, бога¬
той известью (карбонатный компонент), и составляющей, бед¬
ной известью, но содержащей кремнезем, глинозем и оксид же¬
леза (глинистый компонент). Двумя основными компонентами
сырьевой смеси, как правило, служат известняк и глина или из¬
вестняк и мергель.
1.1. Карбонатные породы
Содержание карбонатного компонента в цементной сырьевой
смеси обычно достигает 76—80%. Поэтому химические и физи¬
ческие свойства этого компонента оказывают решающее влия¬
■3
ние на выбор технологии производства цемента и производст¬
венных агрегатов.
1.1.1. Известняк. Карбонат кальция СаС03 широко распро¬
странен в природе. Для производства портландцемента приго¬
ден карбонат кальция всех геологических формаций. Наиболее
чистыми формами известняка являются известковый шпат
(кальцит) и арагонит. Известковый шпат имеет гексагональную
кристаллическую структуру, а арагонит — ромбическую. Плот¬
ность известкового шпата равна 2,7, а арагонита — 2,95 т/м3.
Макрозернистой разновидностью известкового шпата является
мрамор. Однако использовать мрамор для производства цемен¬
та неэкономично.
Наиболее распространенными и часто похожими на мрамор
формами карбоната кальция являются известняк и мел. Извести
няк имеет в основном мелкозернистую кристаллическую струк¬
туру. Твердость известняка определяется его геологическим воз¬
растом: чем древнее геологическая формация, тем, как прави¬
ло, тверже известняк. Твердость известняка находится в интер¬
вале от 1,8 до 3,0 по шкале твердости Мооса, а плотность —
в интервале от 2,6 до 2,8 т/м3. Наиболее чистый известняк име¬
ет белый цвет. Чаще всего в известняке содержатся примеси
глинистых веществ и соединений железа, которые и определяют
его цвет.
1.1.2. Мел. С точки зрения геологии мел является относи¬
тельно молодой осадочной породой, образовавшейся в мело¬
вой период. В противоположность известняку мел имеет более
рыхлую, землистую структуру; это свойство позволяет отнести
мел к сырью, как бы специально предназначенному для мокро¬
го способа производства цемента. Поскольку добыча мела про¬
изводится без взрывных работ и, кроме того, мел не требует
дробления, применение такого сырья значительно снижает стои¬
мость производства цемента. Обычно содержание карбоната
кальция в меле составляет 98—99% при незначительных при¬
месях Si02, А1203 и MgC03.
1.1.3. Мергель. Известняк с примесями кремнезема и глини¬
стых веществ, а также оксида железа называют мергелем. Мер¬
гели представляют собой переходную ступень к глинам. Благо¬
даря широкому распространению мергели часто служат сырьем
для производства цемента.
В геологическом отношении мергели относятся к осадочным
породам, образовавшимся при одновременном осаждении кар¬
боната кальция и глинистых веществ. Твердость мергеля ниже
твердости известняка; чем больше глинистых веществ содержит¬
ся в мергеле, тем ниже его твердость. Иногда в мергеле также
содержатся битумные составляющие. Цвет мергеля зависит от
глинистых веществ и меняется от желтого до серо-черного. Мер¬
гели являются прекрасным сырьем для производства цемента,
9
так как представляют собой однородную смесь карбонатной и
глинистой составляющих.
Известковый мергель, химический состав которого соответ¬
ствует составу портландцементной сырьевой смеси, применяет¬
ся для производства так называемого натурального портланд¬
цемента; однако месторождения такого сырья встречаются редко.
В зависимости от количественного соотношения карбонат¬
ного и глинистого компонентов в состав цементной сырьевой
•смеси входят различные карбонатно-глинистые породы
(табл. 1.1.З.1.).
Таблица 1.1.3.1. Классификация карбонатно-глинистых пород
Порода
Содержание СаС03, %
Известняк
96—100
Известняк мергелистый
90—96
Мергель известковый
75—90
Мергель
40—75
Мергель глинистый
10-40
Глина мергелистая
4—10
Глина
0—4
В табл. 1.1.3.2 приведен химический состав различных из¬
вестняков и мергелей, применяющихся для производства порт¬
ландцемента.
Таблица 1.1.3.2. Химический состав известняков и мергелей, %
Компонент
Извест¬
няк
Извест¬
няк
Извест¬
няк
Извест¬
няк
Мер¬
гель
Мер¬
гель
Мер¬
гель
Si02
3,76
6,75
4,91
4,74
27,98
33,20
21,32
А120з
1,10
0,71
1,28
2,00
10,87
8,22
4,14
Т^Оз
0,66
1,47
0,66
0,36
3,08
4,90
1,64
•СаО
52,46
49,80
51,55
51,30
30,12
27,30
39,32
MgO
1,23
1,48
0,63
0,30
1,95
1,02
0,75
К2О
0,18
Следы
Следы
0,16
0,20
0,12
0,06
Na20
0,22
Следы
Следы
0,28
0,33
0,18
0,08
SO3
0,01
1,10
0,21
—
0,70
0,37
—
Потери прн прока¬
40,38
39,65
ливании
40,76
40,86
24,68
24,59
32,62
Итого
100,00
99,96
100,00
100,00
99,91 .
99,90
99,93
1.2. Глинистые породы
Другим важным сырьем для производства цемента является
глина. Глины в основном представляют собой продукты вывет¬
10
ривания щелочных и щелочноземельных алюмосиликатов, таких
как полевые шпаты и слюды.
Основными компонентами глин являются гидроалюмосили¬
каты. Глины подразделяются на следующие минеральные груп¬
пы [6]: группа каолинов Al203-2SiC)2-2H2C>— каолинит, диккит,
накрит, галлуазит; группа монтмориллонитов — монтморилло¬
нит Al203-4Si02-H20+пН20, бейделлит Al203-3Si02-nH20,
нонтронит (Al, Fe)203-3Si02-nH20, сапонит 2Mg0-3Si02-nH20;
группа щелочесодержащих глин — глинистые гидрослюды,
включая иллит,— минералы с различным соотношением К20,
MgO, А1203, Si02, Н20.
Минералы группы каолинов различаются содержанием Si02,
кристаллографической структурой и оптическими свойствами.
Название «каолинит» применяется для обозначения основного
минерала группы. Глинистые минералы имеют тонкозернистую
текстуру; размеры зерен, как правило, не превышают 2 мкм.
Глинистые минералы [7] имеют следующие удельные поверх¬
ности, м2/г: каолин — около 15; галлуазит — около 43; иллит —
около 100; монтмориллонит — около 800.
Объемная масса этих минералов составляет [8], т/м3: каоли¬
на— 2,60—2,68; галлуазита — 2,00—2,20; иллита — 2,76—3,00.
Точка плавления глин находится в интервале 1150—1785°С
(конус Зегера № 1—35).
Химический состав глин различен; имеются глины, содержа¬
щие чистые глинистые минералы, и глины, в состав которых
входит значительное количество химических примесей, напри¬
мер, гидроксид железа, пирит, кварц, карбонат кальция и т. д.
Гидроксид железа чаще всего является красящим компонентом
глины; различную окраску глинам также могут придавать ор¬
ганические вещества. Глина без примесей имеет белый цвет.
Главным источником появления щелочей в цементах является
глинистый компонент сырьевой смеси.
Таблица 1.2.1. Химический состав глин, %
Компонент
Тип глнны
1-й | 2-й
З-й
4-й
Потери при прокалива¬
нии
Si02
А120з
Fe203
СаО
MgO
SOs
к2о
Na20
7.19
67,29
8.97
4,28
7,27
1.97
0,32
1.20
1,51
8,67
62,56
15,77
4,47
4,80
1,38
} 2,35
10.40
52,30
24,70
6,10
4.40
0,10
1,10
} 0,80
6,40
60,10
18,00
8,20
0,80
0,20
3,80
} 2,50
Итого
100,00
100,00
99,90
100,00
11
!
В табл. 1.2.1. приведен химический состав различных глин,
применяющихся при производстве портландцемента.
1.3. Корректирующие добавки
Корректирующие добавки вводят в цементную сырьевую
смесь в тех случаях, когда ее химический состав не отвечает
установленным требованиям. Так, например, для повышения со¬
держания кремнезема в качестве добавки или корректирующего
материала применяют песок, глину с высоким процентом крем-
•незема, трепел и т. д. При недостатке оксида железа в качестве
корректирующего материала применяют колчеданные огарки,
железную руду и т. д.
В табл. 1.3.1 приведен химический состав некоторых кор¬
ректирующих материалов.
Таблица 1.3.1. Химический состав корректирующих добавок, %
Диа¬
Боксит
Колче¬
Железная
Колош¬
Зола-унос
Пе¬
Компонент
то¬
данные
РУДа
никовая
сок
мит
огарки
пыль
Потери при
6,2
15—20
5—12
5—15
0,2—4,0
0,2
прокаливании
77,0
16—22,0
Si02
6,6—25
20—25
11—22
26—36
99,2
А1203 1
9,6
44-58
2—16
3-9
5—14
6,5—9,5
—
Не20з J
62—87
45—60
54—69
5-8
0,5
СаО
0,3
10—16
0,7—0,9
0,5-2,5
1—9
42—50
MgO
0,9
0,2—1,0
0,2-2
1,5-7
0,5-2,5
3—4
—
S03
—
—
0,8—8
0,3—0,6
0,2—2,5
2,5—3
Na20 \
1,5
—.
—
0,8—3,5
К,0 }
'
—
1.4. Дополнительные компоненты сырьевой смеси
Здесь приведены материалы, содержание которых в цементе
ограничивается нормами или опытными данными.
1.4.1. Оксид магния. Оксид магния в количестве около 2%
по массе находится в связанном состоянии в основных клинкер¬
ных фазах и, кроме того, содержится в клинкере в виде сво¬
бодного MgO (периклаз). Периклаз с водой образует Mg(OH)2:
Mg0+H20=Mg(0H)2, однако эта реакция протекает очень
медленно, когда остальные реакции твердения уже завершены.
Поскольку Mg(OH)2 занимает больший объем, чем MgO, то
возникает опасность разрушения цементного камня и появления
усадочных трещин (магниевая усадка) (см. также разд. 22.2).
В основном MgO содержится в известняке в виде доломита
(CaC03-MgC03).
Иногда большое количество MgO содержится также в до¬
менных шлаках. При использовании таких шлаков вместо гли¬
ны в составе сырьевой смеси необходимо следить за тем, чтобы
U2
содержание MgO в клинкере оставалось в допустимых преде¬
лах (см. пример 2.5 и табл. 2.5).
1.4.2. Щелочи. Щелочи вносятся с обрабатываемым сырь¬
ем— глиной и мергелями, где К2О и Na20 содержатся в мелко¬
зернистом полевом шпате, включениях слюды и глинистом
минерале иллите; небольшая часть щелочей образуется из уголь¬
ной золы при сжигании твердого топлива [139, 245, 7а]. В Сред¬
ней Европе в составе глин содержится значительно больше
К20, чем Na20, а в других районах мира, например в США, в
глинах содержится большее количество Na20 (см. табл. 1.1.3.2
и 1.2.1.). При обжиге цемента во вращающихся печах часть
щелочей улетучивается в зоне спекания и возникает возмож¬
ность щелочной циркуляции (см. также разд. 1.4.3).
Некоторые заполнители для бетона, применяющиеся, напри¬
мер, в ряде районов США, Дании, ФРГ и ГДР, содержат
компоненты, чувствительные к щелочам, например опал
(водосодержащий кремнезем), которые вступают в реакцию со
щелочами цемента, что при определенных неблагоприятных
условиях может привести к неравномерному изменению объема
(щелочному вспучиванию). На основе опытных данных для
предотвращения щелочного вспучивания в рассматриваемом
случае рекомендуют применять цемент с низким содержанием
щелочей, при котором общее количество щелочей в пересчете
на Na2O(Na2O-f0,659КгО, % по массе) не превышает 0,6% по
массе. С учетом практики других стран [14] в ФРГ также вве¬
дено ограничение содержания щелочей, равное 0,6% по массе
в пересчете на Na20, однако это ограничение распространяется
только на портландцемент. Было установлено, что для шлако-
портландцементов можно увеличить предельное содержание
щелочей, и поэтому для цементов с низкой эффективной щелоч¬
ностью1 (цемент NA) при количестве шлака до 50% допускается
предельное содержание щелочей, равное 0,9%, а при количест¬
ве шлака до 65%—2,0% по массе [7Ь].
В тех случаях, когда требуется цемент NA, а щелочность
клинкера, полученного из имеющегося в наличии сырья, превы¬
шает допустимые пределы, необходимо удалить часть летучих
щелочей путем частичного отвода (байпаса) печных газов пе¬
ред их поступлением в теплообменник.
Можно отметить, что федеральные нормы США SS—С—192Ь,
стандарты Американской ассоциации государственного дорож¬
ного строительства AASHO и нормы ASTM ограничивают ще¬
лочность портландцемента величиной 0,6% в пересчете на Na20.
Указанные ограничения должны соблюдаться, когда цемент
вступает во взаимодействие с заполнителями для бетона, чувст-
1 «Эффективная щелочность» обозначает здесь содержание водораство
римых щелочей. (Прим. ред.)
вительными к щелочной реакции. Однако из-за трудности раз¬
деления цементов с низкой и высокой щелочностью обычно
требуют, как это принято во многих районах США, чтобы все
цементы соответствовали нормам низкой щелочности (см. так¬
же [7d, 7е, 7f]).
1.4.3. Сера. Сера встречается в основном в виде сернистых
соединений (пирит и марказит FeS2) почти во всех типах це¬
ментной сырьевой смеси. При обследовании более 90 месторож¬
дений известняка в ФРГ установлено, что максимальное содер¬
жание серы (сульфатные и сульфидные соединения) равно
0,16%, а при обследовании 67 месторождений глины оно состав¬
ляет в среднем 0,22%. Сернистость топлива меняется в значи¬
тельных пределах — от нуля для природного газа до 3,5% для
тяжелого мазута. Уголь Рурского бассейна в среднем содержит
1,1% серы [1]. При обследовании 21 цементной печи с предва¬
рительным подогревом сырья (ФРГ) установлено, что с сырье¬
вой смесью вносится от 0,5 до 11 г SO3 на 1 кг клинкера, а с
топливом — при использовании жидкого топлива с очень вы¬
соким содержанием серы—максимум 6 г S03 на 1 кг клинкера
[7а, 139].
При горении и газообразовании в зоне спекания печи се¬
ра, содержащаяся в топливе и сырьевой смеси, превращается
в газообразный продукт SO2, который, вступая во взаимодейст¬
вие с летучими щелочами печных газов и кислородом, образует
парообразный сульфат щелочного металла, конденсирующийся
на обжигаемом материале в более холодных зонах печи и по¬
догревателе. Весь сульфат щелочного металла, за исключением
небольшой части, остающейся в летучей пыли, возвращается с
обжигаемым материалом в зону спекания и вследствие летуче¬
сти серы разносится по клинкеру.
Если количество S02 недостаточно для связывания всей ще¬
лочи, то возникает циркуляция летучих карбонатов или хлори¬
дов щелочных металлов (см. разд. 1.4.4). Углекислые соли ще¬
лочных металлов, не вошедшие в клинкерные фазы, могут сно¬
ва испариться в зоне спекания.
При избытке S02 еще в подогревателе начинается его сое¬
динение с СаСОз и образование CaS04, который возвращается
в зону спекания. В зоне спекания снова происходит разложение
CaS04, что приводит к росту содержания S02 в циркулирующих
печных газах. Однако часть неразложившегося CaS04 попада¬
ет в клинкер.
Наличие в сырьевой смеси избыточного количества щелочей
по сравнению с количеством, нейтрализуемым при взаимодей¬
ствии с серой, имеет преимущество, связанное с возможностью
применения топлива с высоким содержанием серы без выпуска
из печи в атмосферу отработанных газов с заметным содержа¬
нием SO2. Сульфат щелочного металла, связанный в клинкере,
оказывает благоприятное влияние на начальную прочность це¬
14
мента. В противоположность этому повышенное содержание
серы может привести к возрастанию количества SO2 в отходя¬
щих газах, к засорению подогревателей сырьевой смеси и об¬
разованию колец привара во вращающихся печах.
Цемент требует добавления минимального количества суль¬
фата кальция — чаще всего в форме молотого гипса — для ре¬
гулирования сроков схватывания; с другой стороны, максималь¬
но допустимое суммарное содержание SO3, которое должно
предотвратить сульфатное вспучивание цемента, регламентиро¬
вано соответствующими нормами и составляет от 2,5 до 4%.
В определенных условиях при минимальных нормативных зна¬
чениях S03 отсутствует возможность глубокой сульфатизации
щелочей.
1.4.4. Хлориды. Содержание хлоридов в сырьевых смесях
обычно составляет от 0,01 до 0,1% по массе, а в редких случа¬
ях превышает 0,3% [7а]. Как уже отмечалось, во вращающихся
печах хлориды вступают в реакцию со щелочами, что приводит
к образованию хлоридов щелочных металлов, которые отводят¬
ся с печными газами и осаждаются в подогревателе. Вместе с
обжигаемым материалом они возвращаются назад в печь, од¬
нако в отличие от сульфатов щелочных металлов почти пол¬
ностью испаряются в зоне спекания. Поскольку большая часть
хлоридов щелочных металлов осаждается в подогревателе
сырьевой смеси, между зоной спекания и подогревателем воз¬
никает циркуляция, сохраняющаяся до прекращения эксплуа¬
тации печи из-за склеивания и образования корки. Эта цирку¬
ляция должна быть ослаблена до 10—15% путем частичного
отвода (байпаса) печных газов. По опытным данным, частичный
отвод печных газов необходим при содержании в сырьевой сме¬
си около 0,015% С1 по массе [7а].
Раньше для повышения начальной прочности даже к самым
высококачественным цементам добавляли хлористый кальций.
После того как было установлено, что хлорид способствует кор¬
родированию стали и представляет особую опасность для на¬
прягаемой проволочной арматуры в предварительно напряжен¬
ных бетонных конструкциях, в новом издании норм ФРГ по
цементу DIN 1164 1970 г. вообще запретили добавлять в цемент
хлорид; в то же время количество хлорида, попавшего в цемент
при обработке сырья, ограничено 0,1% [7с, 139].
1.4.5. Фториды. Содержание фторидов в обычной цементной
сырьевой смеси находится в пределах 0,03—0,08%. В отличие
от хлоридов фториды из-за слабой летучести не образуют не¬
благоприятной циркуляции в системе печи. В настоящее время
в большинстве случаев отказались от практиковавшейся ранее
добавки фтористого кальция в сырьевую смесь (до 1%) для
улучшения обжига клинкера, так как теперь связывание извести
достигается улучшением гомогенизации и тонкости помола
сырьевой смеси.
15
1.4.6. Фосфор. Содержание фосфора в большинстве природ¬
ных цементных сырьевых смесей очень незначительно (в ФРГ
содержание в клинкере Р205 составляет от 0,05 до 0,25% [139]).
Поскольку приходится перерабатывать материалы, богатые фос¬
фором (например, известняк, богатый Р2О5,— промышленные
отходы при добыче фосфора), допустимое содержание Р205 в
клинкере принято равным 2,5% [12Ь]. Однако уже при содержа¬
нии Р205, превышающем 0,5%, может снизиться начальная проч¬
ность цемента [12с].
1.5. Минералогический состав портландцементного клинкера
Химический состав портландцементного клинкера дан в
табл. 1.5.1.
Таблица 1.5.1. Химический состав портландцементного клинкера, %
Si02
16—26
СаО
58—67
ai2o3
4—8
MgO
1—5
Fe203
2—5
К20 + Na20
0—1
Mn2Os
0-3
SOs
0,1—2,5
ТЮ2
0-0,5
Р205
0—1,5
Потери при прокаливании 0,5—3
1.5.1. Портландцементный клинкер. Основные минералы, ко¬
торые может содержать портландцементный клинкер, даны в
табл. 1.5.2.
Клинкерные минералы не являются чистыми соединениями,
а представляют собой смеси, содержащие в незначительном ко^
личестве компоненты других минералов в виде смешанных
кристаллических соединений; это относится и к остальным хи¬
мическим примесям клинкера, которые не могут образовать
самостоятельных фаз. Поэтому, чтобы четко отличать чистые
соединения от клинкерных минералов, Тёрнебом в 1897 г. дал
основным минералам клинкера C3S и C2S названия «алит» и
«белит» и, еще не зная их состава, исследовал под микроскопом
отличия между ними.
1.5.2. Алит. Алит C3S является основным клинкерным мине¬
ралом, определяющим прочность цемента. Из шести известных
модификаций C3S в клинкере возникают только две1 высоко¬
температурные модификации, которые стабилизируются путем
включения атомов примесей [12а, 139].
1.5.3. Белит. Белит главным образом представляет собой
[5-форму C2S. При температуре спекания клинкера, превышаю¬
щей 1420° С, образуется a-C2S, а при температуре до 1420° С —
a'-C2S. Последняя форма во время охлаждения клинкера при
температуре 670° С превращается в метастабильный [5-C2S.
1 Третья модификация — триклиниая — также изредка встречается.
(Прим. ред.)
16
Таблица 1.5.2. Минералогический состав портландцементного клинкера
Материал
Область применения
Формула
Сокращенное
обозначение
Трехкальциевый си¬
ликат (алит)
Двухкальциевый си¬
ликат (белит)
Трехкальциевый алю¬
минат
Четырехкальциевый
алюмоферрит
Алюмоферрит каль¬
ция (смешанно-кри¬
сталлическая фаза)
Свободная известь
Свободная окись маг¬
ния (периклаз)
Щелочесодержащий
алюминат
Сульфат щелочного
металла
Сульфат кальция
AI2O3 ^ Fe203
А1203 Fe203
К20 + Na20 >
> SO3
К20 + Na20 <
<SOg
3Ca0-Si02
c3s
2Ca0-Si02
C2S
ЗСаО-А1203
C3A
4СаО- А1203- Fe203
C4AF
2Са0(А1203, Fe203)
C2(A, F)
СаО
MgO
—
(К, Na)„0-8Ca0X
ХЗА1203
(K, N) CgAj
(К, Na)2S04
—
CaS04
—
При дальнейшем медленном охлаждении из p-C2S может обра¬
зоваться стабильная т-форма. Этот процесс протекает с увели¬
чением объема на 10% и при определенных условиях может
привести к рассыпанию клинкера. Быстрое охлаждение клин¬
кера и наличие примесей препятствует переходу белита в гид¬
равлически инертную у-фазу, снижающую его качество.
Белит твердеет значительно медленнее алита, но в конце
концов достигает такой же прочности, как алит.
1.5.4. Если в клинкере глинозема содержится меньше, чем
оксида железа (в молях), то оба компонента, вступая в соеди¬
нение с известью, образуют алюмоферрит кальция (см.
табл. 1.5.2.)—смешанно-кристаллическую фазу с конечным
членом 2Ca0-Fe203, где Fe может непрерывно замещаться А1.
Этот смешанно-кристаллический ряд сохраняет стабильность до
молярного отношения А1203: Fe203=2 : 1; однако в портланд-
цементном клинкере, содержащем только соединения, богатые
известью, ряд завершается уже при отношении 1:1. Если в
клинкере преобладает глинозем, то его избыток сверх указан¬
ного отношения (как это имеет место в формуле 4Са0-А1203*
•Fe203) образует трехкальциевый алюминат, богатый известью.
Трехкальциевый алюминат очень легко вступает в реакцию
с водой, однако не имеет ясно выраженных гидравлических
2—394
17
свойств и совместно с силикатами повышает начальную проч¬
ность цемента. Алюмоферрит кальция мало способствует гид¬
равлическому твердению цемента [7].
1.5.5. Как уже указывалось в разд. 1.4.3, щелочи только тог¬
да попадают в клинкерные фазы, когда количество S03, содер¬
жащееся в клинкере, недостаточно для полного образования
щелочных сульфатов. Щелочи входят в состав всех клинкерных
фаз, однако преимущественно содержатся в алюминатной фазе в
виде смешанных кристаллов, причем состав, указанный в фор¬
муле табл. 1.5.2, может быть получен только в присутствии
Si02 [12b].
1.6. Расчетный минералогический состав клинкера
Химический анализ позволяет установить состав оксидов,
входящих в клинкер и цемент. P. X. Богг [13] разработал метод
расчета, по которому на основе данных химического анализа
может быть рассчитано содержание клинкерных минералов,
прежде всего C3S, C2S, -СзА и C4AF. Необходимо отметить, что
Богг назвал состав клинкера, определенный с помощью этого
метода, «потенциальным» (расчетным) составом. Здесь поня¬
тие «расчетный» подразумевает возможный, но не фактический
состав, и поэтому расчетный состав, найденный по методу Бог-
га, не идентичен фактическому минералогическому составу
клинкера.
Применение расчетного метода Богга получило широкое
распространение благодаря наглядности при определении со¬
става клинкера и возможности предсказания свойств цемента.
Этот метод расчета уже включен в стандарты на цемент, дейст¬
вующие в США, СССР и многих других странах. Однако стан¬
дарты на цемент в США содержат указание, согласно которому
ограничения, накладываемые на расчетное содержание соеди¬
нений, не требуют, чтобы присутствующие оксиды полностью
входили в состав этих соединений [14].
Если содержания оксидов СаО, Si02, А1203, Fe203 обозна¬
чить буквами а, Ь, с, d, а соединений C3S, C2S; С3А, C4AF—
буквами т, х, у, z, то можно провести соответствующие расче¬
ты. Но прежде необходимо отметить, что C3S содержит 73,69%
СаО и 26,31% Si02, a C2S содержит 65,12% СаО и 34,88% Si02.
Составы С3А и C4AF приведены в табл. 1.6.1.
Теперь с учетом табл. 1.6.1 можно сказать, что в смеси из
четырех соединений количество СаО в C3S равно 0,7369 про¬
центного содержания C3S; количество СаО в C2S равно 0,6512
процентного содержания C2S и т. д. Общее количество СаО
равно сумме этих значений:
а = 0,736£to -f- 0,6512* + 0,6227i/ -f- 0,4616z;
b = 0,2631^ +0,3488*;
18
Таблица 1.6.1
Символ
Формула
C3S (ш)
CjS (х)
QA (у)
CiAF (2)
а
СаО
0,7369
0,6512
0,6227
0,4616
ь
SiO»
0,2631
0,3488
—
—
с
А1203
—
—
0,3773
0,2098
d
Fe2Os
—
—
0,3286
с= 0,3773i/+ 0,2098г;
d = 0,3286г.
Отсюда находим значения да, х, у, г:
1£) = 4,071-г — 7,6000 — 6,718с — 1
х = 8,6026 + 5,068с — 3,071а + 1,078 d;
у= 2,650с + l,692d;
z = 3,043d.
После подстановки оксидов и соединений вместо обозначаю¬
щих их букв получаем:
C3S = 4,071 СаО — 7,600 Si02 — 6,718 А1203 — 1,430Fe2O3;
С2 S = 8,602 Si02 + 5, 068A12Oj + 1,078Fe2O3 — 3,071 СаО =
= 2,867 Si02 — 0,7544C3S;
C3A = 2,650 A1203 — 1,692Fe203;
C4AF = 3,043 Fe203.
Соединения в других системах могут быть рассчитаны ана¬
логичным образом. Практически встречаются следующие
клинкерные фазы: ,
№ 1 — обыкновенный цемент C3S+C2S+C3A+C4AF
№ 2 — цемент, богатый окислами желе¬
за c3s+c2s+c4af+c2f
№ 3 — цемент, богатый известью . . . CaO+C3S+C3A-|-C4AF
№ 4 — цемент, богатый известью и окис¬
лами железа CaO+C3S-fC4AF+C2F
В СССР применяется другой способ расчета минералогиче¬
ского состава на основе формулы Кинда1, определяющей насы¬
щение известью (см. также разд. 1.8.1):
СаО - (1,65А1203 + 0,35 Fe2Q3)
***“ 2,8S10a
C3S = 3,8Si02(3K5K — 2);
C2S = 8,6Si02(l-^SK);
1 Здесь и далее сохранены общепринятые за рубежом обозначения коэф¬
фициента насыщения и модулей, чтобы облегчить пользование иностранной
литературой. (Прим. ред.)
2* 19
C4AF = 3,04Fe2O3;
C3A = 2,65(A1203 —0,64Fe2O3).
Браун 117] в работе по исследованию свойств цемента опреде^
лил с помощью микроскопии минералогический состав различ¬
ных клинкеров и одновременно произвел расчеты по методу
Богга. В табл. 1.6.2 приведены расхождения в результатах оп¬
ределения минералогического состава клинкеров, полученных
Брауном.
Таблица 1.6.2. Содержание клинкерных минералов,
определенное с помощью микроскопии и расчетным путем
№ клинкера
c3s
C,S
С3А
c4af
м
в
М
в
М
в
м
в
и
57,7
55,1
12,8
19,4
5,4
12,6
2,8
7,3
18
60,3
43,9
16,9
26,3
6,3
14,0
3,9
6,6
33
70,2
63,5
4,2
12,4
10,0
11,2
4,3
7,9
51
39,6
46,7
44,5
36,5
1,0
4,0
6,3
9,8
М — значение получено с помощью микроскопии;
В — значение рассчитано по методу P. X. Богга.
Однако имеющийся опыт позволяет сделать вывод, что клас¬
сификация цементов на основе расчетного содержания клин¬
керных минералов дает достаточно хорошие результаты.
В СССР разработан химический метод анализа мокрым спо¬
собом для непосредственного количественного определения C3S,
C2S и С3А. Этот метод основан на различной растворимости ми¬
нералов в борной и уксусной кислотах [18]. ..
1.7. Модули цемента
Портландцемент долгое время изготовлялся на основе прак¬
тического опыта, накопленного в процессе производства. При
сравнении результатов химического анализа портландцемента
было установлено, что имеется определенная связь между про¬
центным содержанием извести, с одной стороны, и кремнезема,
глинозема и оксида железа — с другой. Эта взаимосвязь ок¬
сидов определяется гидравлическим модулем.
1.7.1. Гидравлический модуль имеет следующий вид:
Si02 -f- A12Os -f- Fe203
Цементы хорошего качества имеют гидравлический модуль,
примерно равный 2. Цементы с НМ<. 1,7 обычно имеют недо¬
статочную прочность; цементы с НМ=2,4 и более чаще всего
не обладают постоянством объема.
20
Как видно из формулы, гидравлический модуль цемента
характеризуется отношением содержания СаО к сумме «гидрав¬
лических факторов» Si02, А1203 и Fe203. Обычно НМ находит¬
ся в пределах 1,7—2,3. Установлено, что с увеличением НМ тре¬
буется больше тепла для обжига клинкера, возрастают проч¬
ность цемента (особенно начальная) и теплота гидратации и
снижается химическая стойкость. Гидравлический модуль ис¬
пользуют еще и сейчас. Позднее для лучшей оценки цемента
ввели силикатный и глиноземный модули, которые до некоторой
степени дополняют гидравлический модуль.
1.7.2. Силикатный модуль представляет собой отношение по
массе Si02 к сумме А1203 и Fe203:
Si02
SM = .
А120з -f- Fe203
Силикатный модуль обычно находится в пределах 1,9 — 3,2.
Наиболее благоприятные значения силикатного модуля распо¬
ложены в интервале 2,2—2,6. Также встречаются и более
высокие значения силикатного модуля, например 3—5, а иног¬
да и выше; такие модули характерны для цементов с высоким
содержанием кремнезема и для белых цементов. Наряду с этим
встречаются и низкие значения силикатного модуля, например
2—1,5. С ростом силикатного модуля ухудшается способность
клинкера к обжигу при снижении содержания жидкой фазы;
вероятность образования обмазки в печи незначительна. Кроме
того, рост силикатного модуля является причиной замедления
схватывания и твердения цемента. При уменьшении силикатно¬
го модуля возрастает содержание жидкой фазы; это обуслов¬
ливает хорошую «обжигаемость» клинкера и образование об¬
мазки в печи.
1.7.3. Кремнеземный модуль. Отношение Si02/Al203 названо
Мусгнугом кремнеземным модулем. При обжиге клинкера во
вращающихся печах в зоне спекания создаются благоприятные
условия для образования обмазки, когда указанное отношение
находится в пределах 2,5—3,5 и одновременно величина глино¬
земного модуля лежит в интервале 1,8—2,3. Кремнеземный мо¬
дуль нельзя смешивать с силикатным модулем, рассмотренным
выше.
1.7.4. Глиноземный модуль характеризует цемент с помощью
массового отношения глинозема к оксиду железа;
AUQ,
ТМ =
Fe2Q3
Обычно глиноземный модуль находится в пределах 1,5—2,5.
Цементы с высоким содержанием глинозема имеют ТМ, равный
2,5 и более. Глиноземный модуль цементов с низким содержа¬
нием глинозема не превышает 1,5 (так называемые ферроце¬
менты). Глиноземный модуль имеет решающее значение при
21
определении содержания жидкой фазы в клинкере. Если ТМ =
= 0,637, то выдерживается молекулярное соотношение между
обоими оксидами и в клинкере может образоваться только четы¬
рехкальциевый алюмоферрит 4САО-Al203-Fe203; поэтому, по
расчету, клинкер не может содержать трехкальциевого алюмина¬
та ЗСа0-А1203. Такой случай имеет место в так называемом це¬
менте Феррари, который отличается низкой теплотой гидрата¬
ции, медленным схватыванием и малой усадкой. Высокий гли¬
ноземный модуль при низком силикатном модуле характерен
для быстросхватывающихся цементов, в которые приходится до¬
бавлять значительное количество гипса для регулирования
сроков схватывания.
1.8. Формулы для определения содержания извести
1.8.1. Коэффициент насыщения известью по В. А. Кинду.
Полное насыщение клинкера известью наступает тогда, когда
весь кремнезем связан в C3S, весь оксид железа с эквивалент¬
ным количеством глинозема — в C4AF и оставшийся глино¬
зем — в С3А:
3-56
1 масса, ч. Si02 в C3S связывает-77-= 2,8 масс. ч. СаО;
Чтобы найти весь глинозем в единице клинкера, необходи¬
мо разложить C4AF на C3A-1-CF. Теперь получаем по расчету,
что 1 масс. ч. F203 связывает только 0,35 масс. ч. СаО.
Таким образом, максимальное количество извести СаО
(7’М>0,64) равно 2,85Ю2+1,65А12О3+0,35Ре2О3. Такой же ре¬
зультат может быть получен, если в формулу Богга подставить
C2S = 0 или в формулу Кинда (см. ниже) KSk— 1.
Количество извести в клинкере характеризуется коэффици¬
ентом насыщения, т. е. отношением эффективного содержания
извести в клинкере к максимально возможному:
ЮОСаО
ISQQ _
2,8 Si02 + 1,65 А1203 + 0,35 Fe203 '
В СССР при применении формулы Кинда исходят из того,
что неполное насыщение известью обусловлено только непол¬
ным связыванием извести с кремнеземом;
СаО = KSK • 2,8 SiOa + 1,65 А1203 + 0,35 Fe-A,
А1203 в Са3А »
А1203 в C4AF »
Fe203 в C4AF »
60
3«Б6
102 =
2-56
102,
2-56
160
1,65
= 1,1
= 0,7
22
откуда,
__ СаО — (1,65 А120з + 0,35 Fe203)
2,8 SiOa
Степень насыщения известью, найденная по приведенной вы¬
ше формуле, находится в пределах 0,80—0,95.
В клинкерах, богатых оксидами железа (7’М^0,64), глино¬
зем связан только в смешанно-кристаллической фазе Сг(А, F),
а максимальное количество извести и степень насыщения клин¬
кера определяются по следующим уравнениям:
СаОмакс = 2,8 Si02 -}- 1,1 А1203 -j- 0,7 Fe203;
(TM < 0,64)
100 CaO
JS os> __
2,8Si02 +1,1 A1203 + 0,7 Fe203
(TM <0,64)
Аналогичным образом при 7’M^0,64 изменяются факторы в
формуле Кинда.
1.8.2. Степень насыщения известью. При рассмотрении коэф¬
фициента насыщения известью (разд. 1.8.1), так же как и при
расчете состава минералов по методу Богга (раздел 1.6), при¬
нята предпосылка, что охлаждение клинкера сразу после дости¬
жения температуры спекания происходит столь медленно, что
во время кристаллизации жидкие фазы находятся в равновесии
с твердыми.
Этот случай не относится к клинкерам, содержащим С3А.
При температуре спекания около 1450°С свободная известь
еще не выделяется из силикатных минералов C3S и C2S, а ми¬
нералы С3А и C4AF уже плавятся. Однако эти расплавы содер¬
жат меньше извести, чем должно быть в соответствии с долей
СзА, и могут получить недостающую известь только путем ее
экстрагирования из твердых фаз — свободной СаО и C2S [18а].
При быстром производственном охлаждении клинкера эти про¬
цессы не успевают протекать и практически расплав алюмината
не может связать больше извести, чем он успел абсорбировать
при температуре спекания («замороженное равновесие», по Кк>
лю). Экспериментальные исследования показали, что наиболее
богатые известью алюминатные расплавы практически связыва¬
ют две молекулы СаО на каждую молекулу АЬ03. Это и есть
достижимый предел насыщения известью, определяемый техни¬
ческими условиями как «стандартное насыщение известью»:
СаОстанд = 2,8 Si02 -j- 1,1А12Оз -4-0,7 Fe203.
В эту формулу входят такие же коэффициенты, как при опре¬
делении насыщения известью в разд. 1.8.1, где 7’М^0,64. От¬
сюда степень насыщения известью определяется как отношение
фактического содержания к стандартному насыщению известью:
100 СаО
KST = .
2,8 Si02 + 1, 1А1203 + 0,7 Fe203
23
Этот коэффициент в дальнейшем обозначен KSTI, чтобы отли¬
чать его от более точного, основанного на исследовании системы
из четырех компонентов СаО—Si02—А1203—F203:
*sm= 100 Са0
2,8Si02+ 1,18 А1203 + 0,65 Fe203 '
Изменившиеся коэффициенты получены в результате более точ¬
ных исследований, при которых установлено, что в расплаве на
каждую молекулу А1203 приходится 2,15 молекулы СаО, и для
получения соответствующего расчету соединения с Fe203 оста¬
ются только 4—2,15=1,85 молекулы.
Недавно предложено дальнейшее уточнение формулы Кюля
для определения стандартного насыщения известью с учетом со¬
держания MgO [21]:
KSnn Г 100 (СаО + 0,75 MgO)
2,8Si02+ 1,18 A1203 + 0,65Fe2O3
В уточненную формулу подставляется содержание MgO, не
превышающее 2%, так как при большем содержании MgO вы¬
ступает в форме периклаза (см. разд. 1.4.1).
Обычно для практических нужд применяют величину KSTU
[7Ь]. Полученное значение соответствует английскому «коэффи¬
циенту связывания известивLSF, который отличается от приня¬
той в ФРГ степени насыщения известью KSG.
«Коэффициент связывания извести» LSF принят в англий¬
ских нормах для определения допустимых пределов содержания
извести [23]:
СаО — 0,7SO3
LSF = 1 = 0,66 1,2.
2,8SiOa+1,2А]ц03 +0,65FeO3
Коэффициент LSF в этой формуле относится к готовому це¬
менту. Член —0,7 S03 в числителе означает, что найденное ана¬
литическим путем содержание S03 нейтрализует соответству¬
ющее количество СаО из общей суммы, причем принимается,
что все количество S03 получено из молотого гипса, а не из клин¬
кера.
В обычных условиях высокий коэффициент связывания изве¬
сти определяет высокую прочность цемента. В качестве отправ¬
ных точек для классификации портландцементов могут быть
приняты следующие значения коэффициента насыщения изве¬
стью: обыкновенный портландцемент — 90—95%; высокопроч¬
ный (быстротвердеющий) портландцемент—95—98%.
Коэффициент насыщения известью, превышающий 100%, оз¬
начает наличие свободной извести в клинкере. Высокий уровень
насыщения известью требует повышенных затрат тепла при об¬
жиге клинкера.
24
1.9. Прочие модули
Во Франции содержание извести оценивается так называе¬
мым гидравлическим индексом, он равен (в молях) [3]:
Si О, + А1203
—— = 0,42^- 0,48.
СаО + MgO
Однако в новейших французских нормах на цемент (NFP
15—302, 1964) этот индекс больше не фигурирует.
Необходимо привести еще ряд формул. Первая из них явля¬
ется попыткой дать другое выражение для определения сили¬
катного модуля [3]:
C3S + C2S
s C„AF+ С3А(+ C2F) '
При возрастании Ms увеличивается стойкость цемента к хи¬
мическим и атмосферным воздействиям и повышается его проч¬
ность.
Величина МЕ представляет собой модуль твердения: МЕ=
= C3S/C2S. При возрастании МЕ увеличиваются начальная
прочность цемента и теплота гидратации, но снижается сопро¬
тивление химическим воздействиям. У обычных цементов МЕ>
>0,5, у быстротвердеющих он равен примерно 8; составы, у ко¬
торых Л1е<0,5, являются белитовыми и способствуют саморас¬
паду клинкера.
Комбинация модулей Ms и МЕ более подробно раскрывает
связь между этими модулями и соответственно C3S и C2S:
ММЕ
Сз5 = (аГП)№+Т7;
Ms
C2S=(^s + ,)(M£+1)’
Величина Мк является калорическим (тепловым) модулем:
м caS + C8A_
к C2S + C4AF
При возрастании Мк увеличивается теплота гидратации це¬
мента. Величина Мк находится в пределах 0,3—1,8.
2. Расчет состава сырьевой смеси
Расчет состава сырьевой смеси проводят для определения
количественных соотношений входящих в смесь компонентов,
что позволяет получить клинкер необходимого химического и
минералогического состава. Применяют различные методы рас¬
25
чета —от самых простых до очень сложных. Основой служит
химический состав сырья. Результаты анализа, как правило,
должны содержать два десятичных знака после запятой. Если
результаты анализа превышают в сумме 100%, необходимо при¬
вести их к 100%; для этого пропорционально уменьшают содер¬
жание каждого компонента. Если же сумма компонентов мень¬
ше 100%, то пропорциональное приведение к 100% не произво¬
дится; в этом случае разность между полученной суммой и
100% относят к прочим компонентам, и тогда сумма всех со¬
ставных частей становится равной 100%.
2.1. Перекрестный способ расчета
Простейшим способом расчета состава смеси является пере¬
крестный способ, при котором определяют соотношение двух
компонентов, входящих в смесь. Задают только необходимое со¬
держание извести и, исходя из этого, находят соотношение обо¬
их компонентов.
Пример 2.1. В каком соотношении необходимо смешать известняк с содер¬
жанием СаСОз 91% и глину с содержанием СаСОз 31%, чтобы получить
сырьевую смесь с содержанием СаСОз, равным 76%? Применяя перекрестный
способ расчета, получаем
Известняк 9tx « 76-3( = 45 ч. известняка
Таким образом, чтобы получить сырьевую смесь с 76%-ным содержанием
СаСОз, на каждые 45 ч. известняка должно приходиться 15 ч. глнны. Поэто¬
му при подготовке сырьевой смесн необходимо смешивать известняк с глиной
в соотношении 45:15, нли 3:1.
2.2. Расчет по заданному значению гидравлического модуля
Этот метод применим при двухкомпонентной сырьевой смеси
и заданном гидравлическом модуле клинкера [15, 16]. Для уп¬
рощения дальнейших расчетов введены символы, обозначаю¬
щие составные части клинкера, сырья и угольной золы; эти сим¬
волы приведены в табл. 2.1.
Таблица 2.1. Расчетные символы, обозначающие
составные части клинкера и сырья
Компонент
Клинкер
Сырьевая
смесь
Сырье
№ 1
Сырье
№ 2
Сырье
№ 3
Сырье
№ 4
Угольная
зола
СаО
С
Q
с2
С3
С4
Са
Si02
S
Si
s2
s3
S4
Sa
А1203
А
Ai
А2
Аз
а4
Аа
Fe203
F
Fm
Fi
f2
F3
f4
Fa
26
С учетом введенных обозначений выражения для определе¬
ния гидравлического модуля клинкера и сырьевой смеси полу¬
чают следующий вид:
С
НМ = - (для клинкера);
о А + г
С
НМ = (для сырьевой смеси).
Sm + Am 4-Fm
Так как оба модуля имеют одно и то же значение, их можно
приравнять:
С __ Сщ
S + A + F Sm + Am+Fm
В рассматриваемом методе расчета принимается, что на одну
часть сырья № 2 приходится х частей сырья № 1. Исходя из
этого, можно рассчитать содержание отдельных компонентов по
следующим формулам:
„ xCj+Q „ x5! + S2 .
* + I * + l
xhi + A2 xF2 -j- F2
Am = —— ; Fm =
+t » ”1*1 I « •
1 X + 1
Если в формулу для определения гидравлического модуля
подставить значения Ст, Sm, Ат и Fm, то получим
хСг + С2
х + 1
ям = т
.rSi+S2 х Ai + А2 х Fi + F2
x + 1 x +1 x + 1
Поскольку содержание оксидов, входящих в состав сырья,
известно по результатам химического анализа, а гидравличес¬
кий модуль задается исходя из требований к качеству смеси, в
уравнении остается только одно неизвестное х. После преобра¬
зования приведенного выше уравнения получаем следующую
формулу для определения х\
НМ (S2 -f- А2 + F2) —- С2 С2 — НМ (S, + А2 + F2)
X =
С1-ЯЛ(Б1 + А1 + Р1) lC1-WM(S1 + A1+F1)
Пример 2.2. Даны два вида сырья, состав которых приведен в графах
2 и 3 табл. 2.2. Требуется определить состав сырьевой смеси при заданном
гидравлическом модуле НМ=2,2. По приведенной выше формуле
_ 2.2(33,01 + 7,31 +4,83) — 30,22 __
47,80 — 2,2(8,70 + 2,35+ 1,32) ~ ’
Это означает, что для получения клинкера с НМ=2,2 необходимо сме¬
шать 3,324 ч. известняка с 1 ч. мергеля. Поэтому в смеси должно содержать¬
ся 76,87% известняка и 23,13% мергеля.
Расчетные составы компонентов сырьевой смеси приведены в графах 4
и 5 табл. 2.2, а состав сырьевой смеси — в графе 6 (графа 4+графа 5=гра-
27
Таблица 2.2. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.2)
Компоненты, %
Извест¬
няк
Мергель
Изве¬
стняк
76,87%
Мергель
23,13%
Сырьевая
смесь
100%
Клинкер
1
2
3
4
5
6
7
Si02
ai2o3
Fe203
СаО
MgO
so3
Потери при прока¬
ливании
Остаток
8,70
2,35
1,32
47,80
1,50
0,30
37,96
0,01
33,01
7,31
4,83
30,22
0,66
0,20
23.77
6,69
1,81
1,01
36,75
1,15
0,23
29,18
0,05
7,64
1,69
1,12
6,99
0,15
0,05
5,49
14,33
3,50
2,13
43,74
1,30
0,28
34,67
0,05
21,94
5,36
3,26
66,92
2,00
0,44
0,08
Всего
100,00
100,00
76,87
23,13
100,00
100,00
фа 6). В графе 7 приведен состав клинкера без учета потерь при прокалива¬
нии. По данным графы 7 можно провести расчет, который показывает, что
гидравлический модуль НМ=2,2.
2.3. Расчет по заданному значению коэффициента
насыщения известью
Этот расчет проводится с использованием коэффициента на¬
сыщения по Кинду (см. разд. 1.8.1).
Пример 2.3. Даны два вида сырья (см. табл. 2.3, графы 2 и 3). Ко¬
эффициент насыщения известью, по Кинду,
СаО — (1,65 А1203 + 0,35 Fe,0,)
KS*~ ijsio; = О’92-
Если в формулу Кннда подставить приведенные выше расчетные симво¬
лы, то получим
-g-^±^--/1|65-*A» + AL +0[35, х Fi
*+1 V *+1 ’ *+1
ksk=
о -с Sj -
2,8-
* + 1
После решения этого уравнения относительно х находим
2,8KSK -S2 + 1,65А, + 0.35F, - С,
C1-(2,8KSJ<-S1+1,65A1 + 0,35FJ)
С2 - (2,8KSK-S2 + 1,65А2 + 0,35F2)
C1-(2,8KVSi + ПббА^О.ЗбР^ ‘
С помощью этой формулы можно рассчитать, сколько частей известняка .
приходится на одну часть глины в сырьевой смесн:
_ (2,8-0,92-62,95+ 1,65-18,98 + 0,35-7,37) - 1,40 __
52,60 —(2,8-0,92-1,42+ 1,65-0,48 + 0,35-0,38) ~4,° '
28
Таблица 2.3. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.3)
Компоненты, %
Извест¬
няк
Глина
Извест¬
няк X
X 0,8020
Глина X
X 0,1980
Сырьевая
смесь,
графы
4+5
Клинкер
1
2
3
4
5
6
7
Si02
А120з ;
Fe203
СаО
MgO
S03
Потери при про¬
каливании
1,42
0,48
0,38
52,60
1,11
0,85
43,16
62,95
18,98
7,37
1,40
0,98
0,85
7,47
1,14
0,39
0,30
42,18
0,89
0,68
34,62
12,46
3,76
1,46
0,28
0,19
0,17
1,48
13,60
4,15
1,76
42,46
1,08
0,85
36,10
21,27
6,49
2,75
66,47
1,69
1,33
Всего
100,00
100,00
80,20
19,80
100,00
100,00
Такнм образом, на 1 ч. глины приходятся 4,053 ч. известняка и сырьевая
смесь должна состоять нз 80,20% известняка и 19,80% глнны.
В графах 4—7 табл. 2.3 приведены расчетные составы компонентов сырье¬
вой смеси, а также состав сырьевой смесн н клинкера. Результирующий ко¬
эффициент насыщения известью составляет
66,47 —(1,65-1,49 + 0,35-2,75) ■
KSK= : —— 1—: — = 0,92.
к 2,8-21,27
Такой результат подтверждает правильность расчета. - -
2.4. Расчет по заданным значениям коэффициента
насыщения известью и силикатного модуля
Пример 2.4. Рассчитаем смесь, в состав которой входят три различ¬
ных вида сырья. Требуемый коэффициент насыщения известью по Кннду ра¬
вен 0,92, а силикатный модуль — 2,60. Результаты химического анализа
сырья приведены в графах 2—4 табл. 2.4.
Формула для определения коэффициента насыщения известью по Кннду
уже приводилась в примере 2.3. Формула для расчета силикатного модуля
с учетом принятых сокращений принимает вид
S Sm
~ А + F “ Ага + Fm •
Расчет проводим в предположении, что на х масс. ч. известняка (ком¬
понент 1) и на у масс. ч. глины (компонент 2) приходится 1 масс. ч. колче¬
данных огарков (компонент 3), выступающих в качестве корректирующей
добавки. Тогда для расчета содержания оксидов в сырьевой смесн применяют
следующие формулы [19]:
х Сх + у С2 + С3 ^ х Sj + у S2 + S3
<-m —
* + */ +1 х+у+1
i + У А2 + А3 _ ^ х Ft + у F2 +
Х + У+ 1 . : га_ Х + У+ 1
29
Таблиц а 2.4. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.4)
Компоненты, %
Извест¬
няк
Глнна
Колчедан¬
ные огар¬
ки
Графа 2Х
Х0.7826
X
со ^
1°
0.0
иХ
Графа 4Х
Х0,0150
Сырьевая
смесь
Клинкер
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Si02
0,95
68,00
11,00
0,74
13,76
0.17
14,67
22,46
А120з
0,92
12,60
1,50
0,72
2,55
0,02
3,29
5,00
Fe203
0,38
2,95
84,20
0,30
0,60
1,26
2,16
3,27
СаО
54,60
5,70
0,76
42,73
1,15
0,01
43,89
66,84
MgO
0,95
1,45
0,55
0,74
0,29
0,01
1,04
1,55
S03
—
1,28
1,25
—
0,26
0,02
0,28
0,43
Потери при
наливании
про-
42,03
7,20
0,67
32,90
1,46
0,01
34,37
—
Остаток
0,17
0,82
0,07
0,13
0,17
0,30
0,45
Всего
100,00
100,00
100,00
78,26
20,24
1,50
100,00
100,00
Модуль KSi;
0,92
0,92
Силикатный
дуль
мо-
0,73
4,37
0,12
'
2,7
2,7
Глиноземный
дуль
мо-
2,42
4,27
0,02
1,5
1,5
После подстановки этих выражений в формулы для определения коэффици¬
ента насыщения известью и силикатного модуля и проведения соответствую¬
щих преобразований получим два уравнения с двумя неизвестными хну:
х [(2,8KSK ■ S± + 1,65А1 + 0,35FJ -C1j + y[(2,8KSK ■ Sa + 1,65А2 +
+ 0,35F2) - С21 = С3 - (2,8KSK-S3 + 1,65А3 + 0,35F3);
л: [SM (Ах + Fx) - St] + у [SM (А2 + F2) - S2] = S3 — SM (А3 + F3).
В целях упрощения дальнейших расчетов вводим следующие обозначения:
ах = (2,8KSK-S1 + 1,65А1 + 0.35FJ — Сх;
Ьг = (2,8KSk-S2 + 1,65А3 + 0,35F2) ~ С2;
ci = Сз “ (2'8KSK• S3 + 1 ’65Аз Н- 0,35F3);
a2 = 5M(A1 + F1)-S1;
Ьг = SM (А2 + F2) — S2;
с2 = s3 — SM (А3 + F3).
С учетом введенных обозначений уравнения для хну получают следующий
aix + Ьгу =- ct:
а2х + 62г/ = с2.
После решения этой системы уравнений находим хну:
c-jbj — c2bi
вид:
х =
У =
30
афг- a2bi
Ct±C% — Ct%Ci
йф 2 — Ct^bi
Чтобы рассчитать глиноземный модуль и необходимый коэффициент насы¬
щения известью, следует символам а2, Ь2 и с2 придать следующие значения
(символы а,, Ь\ и сх остаются без изменения):
a2 = TM-A1 — F1\
b2 = ГМ-А2 — F 2\
с2 = F3 — TM-Ag.
Для расчета долей известняка х и глины у, приходящихся на 1 ч. колче*
данных огарков, применяют выведенные выше формулы для х и у.
Прежде всего необходимо определить значения ах, Ь\, сх и а2, Ь2, с2:
+ = (2,8KSk-S2 + 1,65А1 + 0.35FJ - Сх = (2,8-0,92-0,95 + 1,65-0,92 +
+ 0,35-0,38) — 54,60 = — 50,502;
= (2,8KSK- S2 + 1,65А2 + 0,35F2) - С, =
= (2,8-0,92-68,00 + 1,65-12,60 + 0,35-2,95) — 5,70 = 191,290;
Cj = С3 - (2, 8KSK - Sg + 1,65А3 + 0,35Fg) =
= 0,76 —(2,8-0,92-11,00+ 1,65-1,50 + 0,35-84,2) = — 59,521;
а2 = SM VAX + Fj) — Sx = 2,70 (0,92 + 0,38) — 0,95 = 2,560;
Ьг = SM (А2 + F2) — S2 = 2,70 (12,60 +2,95) — 68,00 = —26,015;
c2 = S3 — 5M (A3 + F3) = 11,00 — 2,70 (1,50 + 84,20) = — 220,390.
Полученные значения подставляют в формулы для определения х и у:
_ [- 59,521 (— 26,015)) — |(— 220,390)-191,290] _
х~ [—50,502 (—26,015)] —(2,560-191,290) -53,3;
_ [—50,502 (—220,390)] —[2,560 (—59,521)] _
У~ [— 50,502 (—26,015)] — (2,560-191,290) " 13>69'
Таким образом, на 1 ч. колчеданных огарков приходится 53,03 ч. извест¬
няка и 13,69 ч. глины, и сырьевая смесь должна иметь следующий состав, %:
известняк — 78,26, глина — 20,24, колчеданные огарки — 1,50.
Правильность расчета подтверждается результатами, приведенными в
графах 5—9 табл. 2.4.
Пример 2.5. Рассчитаем сырьевую смесь, состоящую из трех компонен¬
тов: известняка, доменного шлака и колчеданных огарков. Коэффициент на¬
сыщения известью должен равняться 0,90, а силикатный модуль — 2,5. Ре¬
зультаты химического анализа составляющих сырьевой смеси приведены в
графах 2—4 табл. 2.5, а расчетные данные — в графах 5—9.
Последовательность расчета такая же, как в примере 2.4:
+ = (2, 8KSK • Sj + 1,65А1 + 0,35FJ - С± =
= (2,8-0,90-6,75+ 1,65-0,71 + 0,35-1,47) — 48,90 = — 31,1040;
*1=(2,8/C5K-S2+1,65A2 + 0,35F2)-C2= ,
= (2,8-0,90-39,45 + 1,65-9,67 + 0,35-0,67) —42,09 = 73,5140; :
= С3 - (2MSK-S3 + 1,65А3 + 0,35F3) =
= 0,87—(2,8-0,90-11,21 + 1,65-1,57 + 0,35-83,72) = —59,2717;
а2 = 2,5(0,71 + 1,47) —6,75 = — 1,300;
Ьг = 2,5 (9,67 + 0,67) — 39,45 = — 13,600;
с2 = 11,21 —2,5(1,57 + 83,72) = - 202,015;
31
Таблица 2.5. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.5)
Компоненты, %
Известняк
Доменный
шлак
Колчеданные
огаркн
Графа
2X0*6995
со
Г—
•&Й~
а о
£■*
-НГО
Графа
4X0,0232
Сырьевая
смесь
[
о.
0J
X
X
X
ч
X
1
2
3
4
5
6
7
8
9
SiC>2
6,75
39,45
11,21
4,72
10,94
0,26
15,92
22,03
А120з
0,71
9,67
1,57
0,50
2,68
0,04
3,22
4,45
Fe203
1,47
0,67
83,72
1,03
0,19
1,95
3,17
4,38
СаО
49,80
42,09
0,87
34,85
11,69
0,02
46,56
64,44
MgO
1,48
7,36
0,64
1,04
2,04
0,01
3,09
4,28
S03
0,10
0,70
1,36
0,07
0,19
0,03
0,29
0,40
Потери при
прокаливании
39,65
—
0,63
27,74
—
0,01
27,75
—
Остаток
0,04
0,06
0,02
Всего
100,00
100,00
100,00
69,95
27,73
2,32
100,00
100,00
Насыщение
известью
—
—
—
—
—
—
0,90
0,90
Силикатный
модуль
2,50
2,50
сф2 — с2Ьг 15,657-258
~ :30,1919 ч. известняка;
аф2— а2Ьг 518,5826
d]C2 ■—а2с1 6206,4213
— „ = 11,9680 ч. шлака;
аф2— а2Ьг 518,5826
1,000 ч. колчеданных огарков
Всего: 43,1599л: = 100 .. ’
100 - - '
л:=——— = 2,317. - : j
43,1599
Известняк: 30,1919-2,317 = 69,95%;
шлак: 11,9680-2,317=27,73%;
колчеданные огарки: 1,000-2,317=2,32%; , : . .
Всего 100,00%.
Правильность расчета подтверждается данными граф 5—9 табл. 2.4.
2.5. Расчет количества присаживающейся угольной золы
При применении для обжига клинкера природного газа или
жидкого топлива не возникает абсорбции золы клинкером. Но
в случае применения угля необходимо учитывать возможность
поглощения (присадки) клинкером угольной золы.
В современных длинных вращающихся печах, а также в пе¬
чах с теплообменниками, т. е. там, где почти нет пылевыноса,
наблюдается почти полная абсорбция золы клинкером. В корот¬
ких вращающихся печах с большим пылевыносом наблюдается
32
меньшая присадка золы. В зависимости от типа вращающейся
печи в обычных условиях присадка золы к клинкеру может со¬
ставлять от 30 до 100%. В шахтных печах для обжига клинке¬
ра поглощение золы клинкером всегда равно 100%. Каждая
конструкция печи имеет свою постоянную степень абсорбции
золы.
Пример 2.6. Для расчета присадки золы используются результаты хи¬
мического анализа сырьевой смеси, клинкера и угольной золы. Отдельные
компоненты и оксиды обозначены теми же символами, что и раньше. Коли¬
чество присаживающейся золы топлива в процентах от массы клинкера обоз¬
начим q; теперь можно записать следующие уравнения [24]:
100С = (100 - qi) Cm -f- 9iCa;
100S = (100 — q2) Sm ~f- qtSa;
100A = (100-—<7з) Am -f- <7зАа;
100F=(100-?«)Fm+<7«Fa.
После решения этих уравнений относительно q получаем следующие выра¬
жения:
<7i =
<7з
С • • Cm
С а — Сщ
А ■—- А гг
100; q2 = ■
S-S„
100; qt = ■
Fa — Frr
100;
100.
Среднее арифметическое значений qx—qA дает искомую величину q.
В табл. 2.6 приведены результаты химического анализа сырьевой смеси, клин¬
кера и угольной золы (сырьевая смесь дана без потерь при прокаливании).
Таблица 2.6.
Химический состав
сырья и клинкера
(к примеру 2.6)
Оксиды, %
Сырьевая смесь
Клинкер
Угольная зола
Si02
19,00
19,85
42,95
8,25
8,92
27,88
Fe203 .
2,80
3,31
17,60
CaO
66,60
64,45
4,95
Исходя из данных табл. 2.6, получим:
64,45 - 66,60
qi== 4,95 — 66,60
19,85—19,00
<72 =
<7з = '
<74= '
42,95— 19,00
8,92—8,25
27,88 — 8,25
3,31—2,80
17,60 — 2,80
100 = 3,49;
100 = 3,55;
100 = 3,41;
100 = 3,44.
3—394
33
Среднее арифметическое равно
3,49 + 3,55 + 3,41 +3,44
q = = 3,47.
4
Это означает, что количество угольной золы, поглощаемое клинкером во вре¬
мя обжига, составляет 3,47% массы клинкера.
Пример 2.7. В этом примере приведен другой метод расчета влияния
угольной золы на химический состав клинкера.
Угольная зола имеет следующий химический состав %: Si02 — 47,0;
А1203—29,1; Fe203—12,5; СаО—6,6; MgO—1,8; K20+Na20—2,8; всего
99,8.
В состав клинкера входят следующие компоненты, %: Si02—21,5; А1203—
5,2; Fe203—3,7; СаО—67,5; MgO—1,7; K20 + Na20—0,5; всего—100.
Состав минеральной присадки из угольной золы определяется следующим
образом:
Расход угля в % Xсодержание золы в угле в %Хсодержание
оксидов в золе в %
= 100-100 *
Принято, что расход угля составляет 19% массы клинкера, содержание золы
в угле— 12%, а присадка— 100%. Отсюда находим величину «зональных по¬
правок» для компонентов клинкера:
ASiOjj = 0,19-0,12-47,0= 1,07;
AAl2Os = 0,19-0,12-29,1 = 0,67;
AFe2Os = 0,19-0,12-12,5 = 0,28;
" Д СаО = 0,19-0,12-6,6 =
Д MgO = 0,19-0,12-1,8=0,04;
Д Na20 1 = 0,19-0 ,12-2,8 = 0,06;
К20 J
99,8 2,27.
В табл. 2.7 приведен скорректированный состав клинкера.
Таблица 2.7. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.7)
Оксиды, %
Клинкер
А
Сырьевая смесь
после прока¬
ливания
Пересчет
на 100%
1
2
3
4
5
Si02
21,5
—1,07
20,43
20,97
А1203
5,2
—0,67
4,53
4,63
Fe-A
3,7
—0,28
3,42
3,49 ■
СаО
67,5
—0,15
67,35
68,87
MgO
Na20 \
1,6
—0,04
1,56
1,59
К20 [
0,5
—0,06
0,44
0,45
Всего
100,0
2,27
97,73
100,00
34
Модули сырьевой смеси без потерь при прокаливании равны (из расчета
по данным графы 5 табл. 2.7): гидравлический модуль — 2,36, силикатный
модуль — 2,58, глиноземный модуль — 1,32.
Эти модули создают основу для определения состава сырьевой смеси, со¬
стоящей из двух компонентов или более, путем использования методов, пред¬
назначенных для расчета многокомпонентных смесей. Клинкер, полученный
при обжиге смеси, подобранной указанным образом, будет иметь состав,
соответствующий графе 2 табл. 2.7.
Пр и м е р 2.8. Рассчитаем сырьевую смесь, состоящую из сырья двух
видов — известняка и глины, с учетом влияния угольной золы на состав клин¬
кера: коэффициент насыщения известью, по Кинду, должен составлять 0,90.
Химический состав трех компонентов сырьевой смеси приведен в графах
2—4 табл. 2.8 [19].
Таблица 2.8. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.8)
Компонент, %
Известняк
Глина
Угольная
зола
Графа
2X0,7139
Графа
3X0,2488
Графа
4 X 0,0373
Кл ин¬
ке р
1
2
3
4
5
6
7
8
SiC>2
3,89
70,03
51,32
2,78
17,42
1,92
22,12
A1203
1,93
17,17
10,19
1,38
4,27
0,38
6,03
0,93
5,00
16,11
0,66
1,25
0,60
2,51
CaO
91,19
4,25
10,30
65,10
1,06
0,38
66,54
MgO
1,41
3,17
4,15
1,01
0,79
0,15
1,95
S03
0,50
—
6,58
0,36
—
0,25
0,61
Остаток
0,15
0,38
1,35
0,10
0,09
0,05
0,24
Всего
100,00
100,00
100,00
71,39
24,88
3,73
100,00
KSG
—.
.
0,90
Силикатный
модуль
—
—■
—
—
2,59
Глиноземный
модуль
2,40
Расход угля составляет 35% массы клинкера, содержание золы в угле
равно 16,4%, а степень абсорбции золы клинкером — 65%. Тогда количество
присаживающейся золы топлива
35-16,4-65 о оп/
q ~ 100-100 “ ’7
Далее находим значения а,, 6,, с, и а2, Ь2, с2.
В использованном методе расчета принимаем, что х ч. известняка плюс
У ч. глины (без потерь при прокаливании) плюс q ч. золы дают 100 ч. клин¬
кера:
х у q = 100.
Если использовать символы, приведенные в табл. 2.1, то получим следующие
Уравнения для окислов, содержащихся в клинкере:
_ х Si -f- у S2 q Sa ^ x At -f- у A3 -f- q Ад ^
“ 100 : 100
P _ *Ei~i~yE2~l~9Fa p x Ci Ч~ У Сг *4~ Я Ca
~ 100 : ~ 100 '
3*
35.
После' подстановки значений S и F в формулу для определения коэффициен¬
та насыщения известью клинкера получим следующее уравнение с двумя не¬
известными:
х 1(2,8KSK ■ Sj + 1,65Aj + 0,35Fj) - CJ + У [ (2, 8KSK - S2 + 1,65^ +
+ 0,35F2) - C2] = [Ca - 2,8KSK-Sa + 1,65Aa + 0,35Fa)j q.
Это уравнение можно представить в виде
atx + bxy = Ci,
если ввести следующие обозначения:
+ = (2, 8KSK - + 1,65Аг + 0,35Рг) — q;
Ьг = (2,8KSK • S2 + 1,65А2 + 0,35FJ - С2;
С1 = [Са - (2-'b*SK'+ 1 •65Аа + 0-35Fa)l *■
Для определения х и у необходимо решить следующую систему уравнений:
ахх + Ъху = С].;
х -{- у = 100 — q.
Для того чтобы эти уравнения имели такой же вид, как уравнения в про-'
веденных выше расчетах, введем во второе уравнение следующие обозначе¬
ния: а2= 1; &2= 1; Сг= 100—q.
Из решения системы уравнений
а1х + Ь\У = сй
а2Х + ^2У ~ ^2
находим значения х и у:
д, _ Ci&2
— П+2
С-2 Ci -
^ — и | +
Теперь проведем численные расчеты для рассматриваемого примера:
ох = (2,8-0,90-3,89-f 1,65-1,93 + 0,35.0,95) —91,19 = —77,878;
г>! = (2,8.0,90-70,03 + 1,65-17,17 + 0,35-5,00) —4,25 = 202,306;
сх = [10,30 — (2,8-0,90-51,32+ 1,65-10,19 + 0,35-16,11)]-3,73 = —527,709;
а2=1; 63=1; с2 = 100 —3,73 = 96,27.
После подстановки этих значений в формулы для определения х и у находим:
96,27-202,306 — (-527,709-1)
х — : : ’ -—=71 39-
. . 1-202,306 —(—77,878.1) ’ ’
= И- 527,709)-(77,787-96,27) =
1-202,306 —(-77,878-1) ’ '
В результате расчета установлено, что обжигаемый материал должен содер¬
жать 71,39% известняка (без потерь при прокаливании), 24,88% глины (без
потерь при прокаливании) и 3,73% угольной золы.
Результаты расчета состава клинкера приведены в графах 5—8 табл. 2.8.
Как видно из таблицы, коэффициент насыщения известью составляет 0,90, т. е.
совпадает с величиной, заданной для расчета, что подтверждает его правиль¬
ность. Чтобы практически выдержать соотношение составляющих сырьевой
смеси, необходимо пересчитать значения хну:
36
100*
■ ■ ■ У» М ■■■ !■■■»»! ■■ «11^. | , «
(100 — остаток при прокаливании известняка)
100#
у0 = ,
(100 — остаток при прокаливании глииы)
2.6. Расчет сырьевой смеси, состоящей
из четырех компонентов
В примере 2.9 приведены формулы для расчета четырехком¬
понентной сырьевой смеси при заданных значениях коэффици¬
ента насыщения клинкера известью и силикатного и глинозем¬
ного модулей.
Пример 2.9. Примем, что четыре компонента сырьевой смеси находятся
в соотношении 1. Количества оксидов, найденные по соответствующим
формулам, подставим в формулы для определения коэффициента насыщения
клинкера известью и силикатного и глиноземного модулей. Полученные урав¬
нения представим в виде системы трех линейных уравнений с тремя неизвест¬
ными:
a1*-(-61t/4-CiZ = d1;
а2х + Ь2у + с2г = d2;
агх + Ь3у + c3z = d3,
где коэффициенты при неизвестных и свободные члены обозначают:
аг = (2, 8KSK • Sx + 1,65А1 + 0,35Fj) — Сх;
bt = (2,8f(SK-S2 + 1,65А2 + 0,35F2) - С2;
ci = (2’8*SK•'V+ 1 • 65Аз + 0• 35Рз) - Сз!
dx = С4 - (2,8KSK-Si + 1,65А4 + 0.35FJ;
a2 = 5M(A1 + F1)-S1; a^TM-F,-^;
b2 = SM(A2 + F2)-S2; b3 = TM-F2 — A2; '
c2 = 5M(A34-F3) — Sg; cg = TM-Fg — Ag;
rf2 = S4-5M(A4-S4); dg = A4-7AI-F4.
После решения приведенной выше системы уравнений относительно *, у
и z получим формулы для расчета сырьевой смеси, состоящей из четырех ком¬
понентов [25]:
_ di (Ьгс3 — Ьзрз) d2 (biC3 — &зС4) 4~ ds (biC2 b^i) .
ai (^асз — 63с2) — а2 [Ь\С3 — Ь3сi) -{- а3 (6,l2 b2ct)
а 1 (d2c3 d3c2) — а2 (diC3 — d3Ci) -J- a3 (d1c2 d2C\) ^
ai (b3c3 — b3c2) — a2 (b}c3 — b3Ci) -(- a3 (b1c2 b2Ci)
Q-i (b2d3 — b3d2) a2 (byi3 —■ b3d^ j -[- q8 (6,^2 • b2(i\)
ai (b2c3 — b3c2) — a2 (6jC3 b3Ci) -f- a3 (64c2 62c4)
2.7. Расчет сырьевой смеси по заданному содержанию
минералов в клинкере
Ниже приведен расчет процентного содержания компонентов
сырьевой смеси, позволяющий получить клинкер заданного ми¬
нералогического состава.
37
Пример 2.10. Сырье состоит из двух компонентов — известняка и гли¬
ны; их химический состав приведен в графах 2 и 3 табл. 2.9: В графах 4—7
приведены расчетный химический и расчетный минералогический составы
клинкера. По формулам разд. 1.6 можно рассчитать содержание четырех ос¬
новных минералов из обоих компонентов сырья — известняка и глины (без
остатка при прокаливании). Расчетное содержание клинкерных минералов
приведено в табл. 2.10. Следующий этап — смешивание известняка с глиной
в таком соотношении, чтобы смесь этих двух компонентов содержала 60%
трехкальциевого силиката [12].
Таблица 2.9. Химический состав сырья и клинкера (к примеру 2.10)
Оксид, %
Известняк
Глина
Графа
2X0,6859
Графа
3X0,3141
Клинкер
Расчетный
минералоги¬
ческий состав
1
2
3
4
5
6
7
Si О»
А120з
Fe203
СаО
MgO
Прочие
2,18
0,88
0,67
95,33
0,94
65,75
17,05
6,95
5,55
1,90
2,80
1,50
0,60
0,46
65,39
0,64
20,65
5,36
2,18
1,74
0,60
0,88
22,15
5,96
2,64
67,13
1,24
0,88
C3S:60,00
C2S:18,14
С3А: 11,67
C4AF: 8,07
1,24
0,88
Всего
100,00
100,00
68,59
31,41
100,00
100,00
Таблица 2.10. Расчетное содержание клинкерных минералов
(к примеру 2.10)
Сырьевой
материал
CaS
QS
С3А
C.AF
Mg О
Про¬
чие
Всего
Извест¬
363,00
—267,23
1,26
2,05
0,94
100,00
няк
Глииа
—601,62
641,45
34,34
21,13
1,90
2,80
100,00
Сооотношение компонентов находится с помощью следующей формулы:
A — R
В этой формуле х — доля компонента № 2 (глины), А — процентное содер¬
жание рассматриваемого минерала, полученного из компонента № 1 (извест¬
няка), В — процентное содержание того же минерала, полученного из ком¬
понента № 2, и R — процентное содержание этого минерала, полученного из
смеси обоих компонентов. В табл. 2.11 приведены результаты расчета массо¬
вых частей известняка и глины, которые после смешивания образуют сырье¬
вую смесь и клинкер с заданным содержанием C3S, равным 60%. Как видно
из таблицы, для получения нужного сырья следует смешать 68,59% извест¬
няка и 31,41% глины.
Пример 2.11. Рассчитаем сырьевую смесь, состоящую нз трех ком¬
понентов (известняка, глины и песка), при заданном содержании трехкаль¬
циевого силиката и двухкальциевого силиката.
38
Таблица 2.11. Расчет массовых частей сырьевых материалов (к примеру 2.10)
о
и
05 ~
8
о
Cfi
8 5
О
О
Про-
| чие j
0,88
00
00
о"
MgO |
0,64
0,60
1,24
a
<
оо
■«* со
о
о
—• СО
00
<
0,89
10,78
11,67
СП
J
■«* 00
ОО ^
00 —
2 8
)
со
Ь- ь-
05 05
8
СП
О
00 00
тг СО
Сч) —
[
8
Tf
Соотношение
со
05 о"
8 II
«о ^ ^
° 7 °?
S 5.
8
8
slsl
СП
И)
363,00
(В)
—601,62
w°"
« ч
ю а
л £•
а го
О S
Извести;
Глина 2
н
си
VO
<г>
Си
Н
о*
о
%
X
О.
е
3*
Я
S
X
X
см’
см
си
5Г
X
ч
vo
сс
Ь-
с. та
О ь
ts О
О
а
й 5
■s? *
иХ
иХ
аХ
S
ю
со
СМ
см
71
о
о
1Л
<5
£
о
О
с?
<
о
со
00
,-4
00
со
о
*•
I"-.
см
О
СО
СМ
о"
см
о”
оО
со
05
ю
о
05
S
8
00 05 h-.
©
Ю 05 tO
00
см" - g
CO
I*-
o
r- CO
©^
cm" —Г 1
©"
©
CM
<—•
CO
_h
№
05
00
uo
CM
«—*
СО
со
ю
со
см"
о
о
«1
<
£
9
и
ю
00
о
о
о
о
СJ
СС|
39
Такой расчет проводится с помощью определителей. Состав компонентов
сырья приведен в графах 2—4 табл. 2.12. Требуется получить сырьевую
смесь, содержащую 50% C3S н 25% C2S.
Результаты расчета минералогического состава клинкера из трехкомпо¬
нентной сырьевой смеси приведены в табл. 2.13.
Таблица 2.13. Расчетное содержание клинкерных минералов
(к примеру 2.11)
Минерал
Известняк, %
Глина, %
Песок, %
c8s
312
-651
—750
cts
—225
661
843
CSA
5
55
3
QAF
8
35
4
Всего
100
100
100
Обозначим неизвестные количества известняка, глины и песка соответ¬
ственно х, у и г и примем, что на 1 ч. песка приходится х ч. известняка и у
ч. глины.
Для решения задачи снова составим систему из трех линейных уравне¬
ний (см. пример 2.9):
fli* + hy + cyz = dy;
а2х + Ь2у + c2z = d2;
азХ -f b3y + c3z = ds
я с помощью определителей третьего порядка найдем х, у и z [26,5]:
^1
аг dx сг
bi di
^2 ^2 ^2
&2 ^2 ^2
b% d%
^3 63 cs
#3 ^3 ^3
й\ bi Ci
“» У —
&i Ь\ сх
‘ ^ —
ai ^1 с\
&2 &2 С2
#2 ^2 ^2
0% Ь% с%
#8 ^8 ^3
а3 ^3 ^3
а3 Ь3 £3
Известно, что решение получается при перемножении каждых трех эле¬
ментов, находящихся иа одной диагонали, как схематически показано ниже.
Для большей наглядности первые два вертикальных столбца на схеме еще
раз повторены справа:
Если сомножители расположены снизу вверх, то, как известно, резуль¬
таты складываются, а в противном случае—вычитаются:
^1^2С8 ~ Г 61С2Я3 "f *ТЯ26з — ОФ2С1 — Ьдрг(1) —
Затем в уравнения подставим содержание компонентов сырьевой смеси:
312* — 651у — 7502 = 50;
- 225* + 661/у + 843г = 25;
Решение:
50 —651 —751
25 661 843
1 1 1
У =
312 —651 —750
—225 661 843
1 1 1
312 50 —750
—225 25 843
1 1 1
f + 2= 1.
—64,618
—87,552
= 0,7380 ч. известняка;
— 14,316
—87,552
= 0,1635 ч. глииы.
312 —651 —750
—225 661 843
1 1 1
Значение г найдем из уравнения *+y-fz=l:
2= 1,0000 — 0,7380 — 0,1635 = 0,0985.
Получено следующее содержание трех компонентов (без учета потерь при
прокаливании), %: *=73,80, у= 16,35, 2=9,85.
Проверочный расчет приведен в табл. 2.14.
Таблица 2.14. Расчет трехкомпоиентной сырьевой смеси
(к примеру 2.11)
Минерал
Известняк
Глина
Песок
Клинкер,
%
C3S
312-0,7380=230,2
-651-0,1635=
-750-0,0985=
50
= —106,4
= —73,8
c2s
-225-0,7380=
661-0,1635=108,0
843-0,0985=83,0
25
= —166,0
С3А
5-0,7380=3,7
55-0,1635=9,0
3-0,0985=0,3
13
C4AF
8-0,7380=5,9
35-0,1635=5,7
4-0,0985=0,4
12
Всего, %
73,8
16,3
9,9
100
Результаты расчета состава клинкера, а также найденные обычным пу¬
тем округленные значения содержания клинкерных минералов приведены в
графах 5—9 табл. 2.12.
Если в рассматриваемом примере вместо 50%С38 задать 25% C3S и
50 /о C2S, то получим следующее содержание компонентов сырьевой смеси
(без потерь при прокаливании); %: *=71,46, у= 16,51, г—12,03.
41
Таблица 2,15. Расчет трехкомпонентной сырьевой смеси
(к примеру 2.11, второй вариант)
Минерал
Известняк
Глина
Песок
Клинкер,
%
c3s
312,0-0,7146=
-651-0,1651 =
—750-0,1203=
25
=222,95
= —107,48
= —90,22
cas
-225-0,7146=
661-0,1651 = 109,13
843-0,1203=101,41
50
= —160,78
С3А
5-0,7146=3,57
55-0,1651=9,08
3-0,1203=0,36
13
C4AF
8-0,7146=5,72
35-0,1651=5,18
4-0,1203=0,48
12
Всего, %
71,46
16,51
12,03
100
Проверка проведена в табличной форме с указанием минералогического
состава (табл. 2.15).
2.8. Содержание оксидов и расчетный минералогический
состав клинкера
Из изложенного выше видно, что небольшие различия в со¬
отношениях компонентов сырьевой смеси и содержащихся в них
оксидов служат причиной значительных колебаний расчетного
минералогического состава клинкера; при этом содержание C3S
может снизиться на 50%, а содержание C2S — повыситься на
100%.
Такой же вывод можно сделать из данных табл. 2.16, где
приведены клинкеры трех видов с небольшими различиями в со¬
держании оксидов и значительным расхождением в минерало¬
гическом составе, полученном в результате расчета [27].
Таблица 2.16. Результаты химического анализа клинкера
и расчетный минералог ический состав
Компоненты
Клинкер I, %
Клинкер II, %
Клинкер III, %
Si02
20,0
21,8
20,0
А1303
7,0
7,6
5.5
Fe203
3,0
3,3
. 4,5
СаО
- 66,0
63,0
66,0
Остаток
4,0
4,3
4,0
Всего
100,0
100,0
100,0
C3S
65,0
35,0
73,0
C2S
8,0
36,0
2,0
С3А
14,0
15,0
7,0
C4AF
9,0
10,0
14,0
42
Содержание оксидов в клинкерах почти одинаково, а расчет¬
ный минералогический состав отличается очень сильно. Поэто¬
му при расчете сырьевой смеси необходимо учитывать, что изме¬
нение содержания СаО на 1 % ведет к изменению содержания
трехкальциевого силиката примерно на 10—14%. И наоборот,
изменение содержания C3S на 1 % требует соответствующего
повышения или понижения содержания СаО на 1/14=0,07% и
соответственно содержания СаС03 в сырьевой смеси на 0.07Х
XI,78 = 0,12%. Если при постоянном содержании СаО изменит¬
ся количество других оксидов, то также изменится минералоги¬
ческий состав полученного клинкера.
Даже один и тот же клинкер может иметь различный расчет¬
ный минералогический состав. Это происходит в тех случаях,
когда, с одной стороны, в расчет включены только четыре глав¬
ных оксида, а с другой — когда учитывают дополнительные ком¬
поненты, участвующие в образовании минералов. Для иллюстра¬
ции рассматриваемого случая ниже приведены результаты ана¬
лиза одного из клинкеров [28]:
Si02 А1203 Fe203 ТЮ2 Мп203 СаО* MgO К20 NaaO SOa
22,5 5,0 2,5 0,5 0,3 63,0 1,8 0,4 0,4 2,6
Нераство¬
римый ос¬
таток
0,5
Потери при
прокалива¬
нии
0,5
Продолжение
Всего
100
По расчету получен следующий минералогический состав,
%• C3S=48,25, C2S = 28,12, С3А=8,18, C4AF=7,6, всего 92,16.
Соотношение C3S : C2S = 1,71 : 1.
Дополнительные компоненты приводят к образованию следу¬
ющих минералов: К-^-Кг504 (остаток S03 — к CaS04); S03->-
-э-СаЭСД; Ti02—^-CaO• Ti02j Na20~>8Ca0‘Na203-3Al203(C8NA3);
Mn203—>-4CaO • AI2O3 • Мп20з (C4AMn).
С учетом возможности образования минералов, приведенных
выше, получим следующий минералогический состав клинкера,
%: свободная СаО—1; K2SO4—0,74; CaS04—3,84; СаО-ТЮ2—
0,86; C8NA3—5,27; MgO—1,80; C4AF—5,27; С4АМп—0,92; С3А—
3,28; C3S—37,89; C2S—36,29; всего—99,50.
Сравнение обоих результатов показывает большое расхож¬
дение в минералогическом составе одного и того же клинкера.
Изменилось также соотношение C3S : C2S — во втором варианте
расчета оно стало равным 1:1. Расхождения в минералогичес¬
ком составе зависят от вида минералов, включенных в расчет.
* Включая 1 % свободной СаО
I
3. Первичное дробление сырья
Цементный сырьевой материал, добытый в карьере, должен
быть измельчен перед дальнейшей обработкой. Дробление
сырья производится в дробилках, и мельницах. Дробление пред¬
ставляет собой измельчение сырья до крупнозернистого состоя¬
ния, а помол — до мелкозернистого.
Имеется множество способов и приемов для правильного вы¬
бора дробильного оборудования; при этом очень часто решаю¬
щую роль играют накопленный опыт и точные знания о возмож¬
ностях использования этого оборудования.
3.1. Классификация дробильного оборудования
я способов дробления
A. Машины для крупного дробления (дробилки) с использова¬
нием давления:
а) щековые дробилки;
б) конусные дробилки;
в) валковые дробилки.
33. Дробилки для ударного измельчения:
а) молотковые дробилки (одно- и двухроторные);
б) дробилки ударно-отражательного действия.
B. Оборудование для тонкого измельчения с использованием
удара (мельницы);
а) шаровые мельницы;
б) трубные мельницы;
в) многокамерные мельницы.
Эти мельницы обычно называют гравитационными, или ти¬
хоходными.
:Г. Мельницы, работающие с использованием давления:
а) кольцевые шаровые мельницы (мельницы Петерса);
б) роликовые мельницы, называемые также валковыми, в
которых давление создается пружинами (пружинные ролико¬
вые мельницы) или валками, прижатыми гидравлическим спосо¬
бом к помольной чаше (мельницы Лёше).
По способу прохождения материала различают следующие
процессы.
-А. Процессы дробления:
а) дробление с однократным проходом; материал проходит
’через дробилку только один раз;
б) дробление в замкнутом цикле; слишком крупные зерна
снова подаются в дробилку для измельчения до требуемой круп¬
ности.
Иногда процесс дробления совмещается с предварительной
сушкой.
Б. Процессы помола:
а) однократный помол. Размалываемый материал проходит
44
через мельницу только один раз. Такой способ измельчения на¬
зывают также помолом в открытом цикле;
б) помол в замкнутом цикле. Крупные зерна, отделенные от
мелких механическим или пневматическим способом, снова воз¬
вращаются в мельницу и проходят через нее два раза и более,
пока не будет достигнут требуемый размер зерен. Помол в зам¬
кнутом цикле применяется также при мокром способе измель¬
чения.
По состоянию размалываемого материала различают:
а) сухой помол; размалываемый материал подается в мель¬
ницу в сухом состоянии;
б) помол с одновременной сушкой; влажный размалываемый
материал в процессе помола высушивается за счет тепла, под¬
водимого извне;
в) мокрый помол; в измельчаемый материал добавляется
соответствующее количество воды, чтобы обеспечить его разма-
лываемость в виде шлама.
3.2. Степень измельчения
Степень измельчения п представляет собой отношение наи¬
большего линейного размера размалываемого материала перед
измельчением D к наибольшему линейному размеру измельчен¬
ного материала d\ n=D
max/^max-
Например, если максимальный размер кусков материала, за¬
гружаемого в дробилку, равен 1000 мм, а раздробленного мате¬
риала— 50 мм, то степень измельчения равна п= 1000/50=20;
если же размер зерен дробленого материала равен 20 мм, то
степень измельчения л = 1000/20=50. Дробилки первичного
дробления, применяемые в цементной промышленности, харак¬
теризуются степенью измельчения п, равной от 5 до 15. В зави¬
симости от требований к сырьевому материалу его дробление
может выполняться в две или иногда в три стадии.
При двухстадийном дроблении глыбы известняка размером
700—900 мм вначале измельчаются в первичной дробилке (сте¬
пень измельчения п = 5) до крупности 120—200 мм. Дальней¬
шее измельчение до получения зерен крупностью 20—25 мм про¬
изводится во вторичной дробилке. Материал, подготовленный
описанным способом, в дальнейшем подается в трубные мельни¬
цы. Иногда для улучшения работы мельниц материал подверга¬
ется третьей стадии дробления, при которой происходит умень¬
шение размера зерен материала до 3—5 мм.
Кроме приведенного выше определения степени измельче¬
ния, основанного на максимальном размере зерен, находят при¬
менение также и другие определения степени измельчения:
а) степень измельчения, основанная на соотношении 95%-
ной максимальной крупности зерен,
n35 — Dabldstt
где £>95 — 95% значения D зерен исходного материала; dgs— 95% значения d
зерен раздробленного материала.
45
В США в соответствии с теорией измельчения Бонда приме¬
няется соотношение 80%-ной максимальной крупности зерен;
б) степень измельчения, основанная на соотношении средних
размеров зерен,
Ч.г,д =; Д.-ш/d,na >
где Dma — средний арифметический размер зерен исходного материала; dma—
средний арифметический размер зерен измельченного материала;
в) эффективная степень измельчения в помольном агрегате
пе = Omax/s,
где s — ширина щели в разгрузочной решетке;
г) кажущаяся степень измельчения
па = m/s,
где т — ширина загрузочного отверстия; s — ширина выпускной щели [28а].
Необходимо отметить, что в настоящее время наряду с по¬
нятием «степень измельчения» применяется также понятие «ко¬
эффициент измельчения». Коэффициент измельчения отражает
разницу между начальной и конечной площадью поверхности
раздробляемого материала (прирост площади поверхности),
а степень измельчения — частное от деления размеров зерен в
начальном и конечном состояниях.
3.3. Образование поверхности и затраты энергии
Удельные затраты энергии в процессе дробления, т. е. энер¬
гия, затрачиваемая на 1 т раздробленного материала, значи¬
тельно меньше при крупном дроблении, чем при тонком измель¬
чении, т. е. при помоле. Однако при сопоставлении затрат энер¬
гии и полученной площади поверхности материала сразу же
выявляется противоречие. Для выявления этого противоречия
Миттаг [29] сделал сопоставление, которое приведено в приме¬
ре 3.1 в несколько измененной форме.
Пример 3.1.
А. Крупное дробление. В конусной дробилке в течение 1 ч раздроблено
6000 кг кварцита; начальная крупность зерен составляла 5—50 мм, конеч¬
ная— 0—5 мм. Потребная мощность дробилки равна 18 кВт, а удельным рас¬
ход энергии 18:6 = 3 кВт-ч/т раздробленного материала. Площадь поверхно¬
сти материала, полученная в результате дробления, рассчитана по средней
пробе. Для определения поверхности исходного материала в расчет включе¬
но 1000 кг материала и принято, что он состоит из кубиков с гранью 1 см
при плотности кварцита, равной 2,5 т/м3. Таким образом, в 1000 кг исходного
материала содержится 1000/2,5 = 400 дм3-1000=400 000 кубиков с площадью
поверхности по 6 см2; общая поверхность загружаемого материала составля¬
ет 400 000-6=2 400 000 см2. Установлено, что после дробления площадь по¬
верхности 1000 кг материала стала равной 80 000 000 см2. Таким образом,
прирост поверхности составил 80 000 000—2 400 000=77 600 000 см2, а рас¬
ход энергии — 3 кВт-ч. В пересчете на 1 кг раздробленного материала полу¬
чим: 77 600 см2 (77,6 см2/г) и 3 кВт-ч/1000 кг = 0,003 кВт-ч. Поскольку
1 кВт-ч равен 367 000 кгс-м, затраченная работа составит 367000x0,003 =
= 1101 кгс-м, или 110100 000 гс-см. Работа, затраченная в процессе дробле¬
46
ния на единицу прироста площади поверхности материала, равна 110100 ООО
гс-см/776000 см2= 1418 гс-см/см2.
Б. Тонкое измельчение (помол). Клинкер и гипс размалываются в трубной
мельнице с удельным расходом энергии 30 кВт-ч на 1000 кг цемента до удель¬
ной поверхности по Блейну, равной 3000 см2/г. Удельный расход энергии иа
1 кг цемента составляет 30 кВт-ч/1000=0,03 кВт-ч, а затраченная работа —
367000 • 0,03= 11010 кгс-м. После пересчета на 1 кг цемента получим
1100000 гс-см. Теперь найдем удельную работу, затраченную в процессе по¬
мола, на 1 см2 поверхности материала: 1100000/3000 = 366 гс-см/см2. Таким
образом, грубое дробление в конусной дробилке требует в 3,8 раза больше
затрат энергии (1418/366=3,8), чем тонкий помол в трубной мельнице. Для
щековых дробилок это соотношение еще больше возрастает.
3.4. Выбор размеров дробилки
Выбор соответствующей ширины загрузочного отверстия ко¬
нусной или щековой дробилки определяется как размером кус¬
ков горной породы, так и емкостью ковша экскаватора, работа¬
ющего в карьере. Эти факторы оказывают влияние на произво¬
дительность дробилки.
В табл. 3.4.1 приведена ширина загрузочных отверстий ще¬
ковых и конусных дробилок, применяемых для первичного дроб¬
ления в зависимости от емкости ковша экскаватора.
Таблица 3.4.1. Размеры загрузочного отверстия дробилки
в зависимости от емкости ковша экскаватора
Емкость ковша
экскаватора, mj
Рекомендуемые размеры
загрузочного отверстия
щековой дробилки, мм
Ширина загрузочного отвер¬
стия конусной дробилки
(размер а иа рис. 3.18а), мм
0,5
600X800
350—450
0,75
700X 900
450—500
1,0
900X1000
500—700
U5
1000X1200
700— 800
2,5
1200X1500
1000—1200
3,0
1500X1800
1200—1500
7,5
1600X2000
1300—1600
9,0
1700X2200
1500—1800
3,5. Щековые дробилки
Щековые дробилки широко применяются в цементной про¬
мышленности вследствие относительной простоты конструкции
и возможности их изготовления в больших количествах; обычно
они используются для первичного дробления (рис. 3.1) [30].
Дробление загружаемого материала происходит между двух
щек, одна из которых неподвижна, а другая перемещается под
действием коленчатого рычага. Щеки футерованы рифлеными
броневыми плитами из закаленного литья или твердой стали.
Рама машины выполнена из стального литья. В крупных маши¬
нах рама собирается из 4—6 стальных плит.
На рис. 3.2 показана схема дробления материала рифлены¬
ми броневыми плитами щековой дробилки.
47
Поверхность броневых плит имеет продольные ребра. На
рис. 3.3 показаны различные конструкции ребер броневых плит
щековых дробилок.
Для дробления твердых, полутвердых и хрупких материалов
применяется конструкция броневых плит, показанная на рис.
3.3, а. Угол между гранями рифлений составляет 90—100°. Для
дробления крупного и очень твердого каменного материала риф¬
ления должны иметь волнистую форму, как показано на рис.
Рис. 3.2. Схема действия
рифленых бронеплит
Рис. 3.1. Поперечный
разрез щековой дробил¬
ки
3.3,6; здесь угол между гранями ребер должен равняться 100—
110°. Для дробления крупных очень твердых глыб применяются
броневые плиты с рифлениями, отстоящими друг от друга на не¬
которое расстояние (см. рис. 3.3, в). Для случая, показанного на
рис. 3.3, а, наилучшим отношением ширины рифлений t к их вы¬
соте h является t: h = 2—3, а для случая, показанного на рис.
3.3,в, — t: /г = 4—5.
В зависимости от размеров загружаемого материала ширина
рифлений в щековых дробилках первой стадии составляет 50—
150 мм. В щековых дробилках второй стадии ширина рифлений
равна 10—40 мм.
Ширина выходного отверстия дробилки е (рис. 3.3. а), изме¬
ряется от основания рифления одной плиты до выступающего
края рифления плиты, противолежащей первой (рис. 3.3, а и б);
на рис. 3.3, в размер е представляет собой расстояние между
плоскостями плит.
При дроблении очень твердых материалов в рифлениях воз¬
никают боковые усилия, оказывающие неблагоприятное воздей¬
ствие на вал щеки; в таких случаях рекомендуется применять
гладкие броневые плиты.
Для первичного дробления известняка успешно применяют¬
ся так называемые превышающие рифления. В этом случае
каждый третий или четвертый зуб выполняется более высоким,
чем остальные, что предотвращает попадание пластинчатых или
48
игольчатых частиц в дробимый материал. Плиты щековых дро¬
билок с такой формой рифлений показаны на рис. 3.4.
Обычно наибольшему износу подвергается нижняя часть
плиты неподвижной щеки; нижняя часть плиты подвижной ще¬
ки изнашивается в несколько меньшей степени. Конструкция бро¬
невых плит позволяет в случае износа повернуть их на 180°; при
этом изношенная часть оказывается вверху, что позволяет уве-
5)
Ш!
i
Рис. 3.3. Различные конструкции бронеплит щековых дробилок
Рис. 3.4. Броневые листы с
рифлениями нормальной (2) и
увеличенной (1) высоты
Piic. 3.5. «Полезная жизнь»
футеровки дробилок в зависи¬
мости от твердости дробимого
материала
5000 т на набор
плит щеки
К8арц
Порфир
Гранит
С8инцо6о-цинкоВые руды
КВарциты
Габбро
Диорит
базальт
Магнетит
Сиенит
Песчаник
Медная руда
Сланцы
Доломит
ИзВестннн
\
Л
II
«о Сэ
i
1000т-250000
личить срок службы броневых плит. Броневые плиты изготовля¬
ются из марганцовистой стали с содержанием Мп 12—14%.
В зависимости от твердости дробимого материала срок службы
броневых плит составляет от 800 до 1000 рабочих часов.
На рис. 3.5 схематически показано изменение срока службы
дробящих щек в зависимости от их износа под действием раз¬
личных измельчаемых материалов; в качестве единицы измере¬
ния принято количество обрабатываемого материала в тоннах
Удельный износ дробящих плит составляет от 5 до 30 г на 1 т
материала. Бонд [321 приводит значение удельного износа от
20 до 45 г/т.
4—394
49
По данным, полученным в СССР, затраты, связанные с изно¬
сом дробящих плит из марганцовистой стали, составляют 13—
39% всех эксплуатационных затрат [33].
Бортовые плиты, называемые также клиновыми, ограничива¬
ют зону дробления; они изготовляются из такого же материала,
что и плиты щек, но изнашиваются значительно слабее. Приве¬
денные выше данные об износе плит включа¬
ют также и клиновые плиты.
Рифления составляют 18—25% веса бро¬
невых плит, поэтому при замене плит теряет¬
ся 75—82% ценной марганцовистой стали.
В последнее время разработаны дробящие
плиты, в которых рифления составляют 50%
веса плит;
Другим конструктивным решением явля¬
ются дробящие плиты сводчатой формы
(рис. 3.6).
Сводчатыми плитами может быть зафуте-
рована как одна, так и обе дробящие щеки.
Выходное отверстие в дробилках со сводчаты¬
ми броневыми плитами более длинное, чем в
дробилках с плоскими плитами. Это способст¬
вует более равномерному износу' броневых
плит и повышению однородности зернового
состава материала. В зависимости от размеров дробилки ради¬
ус сводчатых плит составляет от 1500 до 2000 мм.
На рис. 3.7 показана дробилка [34] со сводчатыми дробя¬
щими плитами, имеющими выпукло-вогнутую поверхность; при
этом достигается увеличение рабочего объема и повышение
производительности по сравнению с выпуклыми плитами.
На рис. 3.8 показаны различные конструкции щек и связан¬
ный с ними рабочий объем в зависимости от размеров дроби¬
мого материала.
Угол между щеками дробилки относительно невелик и ра¬
вен 15—20°. Этот угол определяет степень измельчения в ще¬
ковой дробилке: чем меньше угол, тем меньше степень измель¬
чения. При угле между щеками дробилки, равном 15—20°, сте¬
пень измельчения составляет 4—6.
Разработаны дробилки различных конструкций, имеющие
ряд особенностей. Однако обычно применяют дробилки двух
основных типов: дробилки с коленчатым рычагом, также назы¬
ваемые дробилками Блэка (рис. 3.9), и дробилки с кулачковым
механизмом (рис. 3.10) [35].
В дробилке с коленчатым рычагом подвижная щека переме¬
щается вперед и назад и раздавливает загруженный материал;
при этом как на материал, так и на щеки дробилки передается
значительное давление.
Такие дробилки в основном служат для дробления твердых
Рис. 3.6. Сводча¬
тые дробящие
плиты
50
Рис. 3.7. Щековая дробилка с выпукло-вогнутыми дробящими плитами
Рис. 3.8. Различные конструкции щек Рис. 3.9. Схема дробилки с коленча-
дробилок тым рычагом и двумя распорными
плитами
Рис. ЗЛО. Схема дробилки с кулач-i
ковым механизмом ’ -
4
51
и очень твердых материалов, загружаемых крупными кус¬
ками.
В дробилке с кулачковым механизмом (см. рис. 3.10) форма
движения подвижной щеки иная. Здесь щека движется не толь¬
ко вперед и назад, но также вверх и вниз. Дробление материа¬
ла происходит под действием смятия с трением, т. е. одновре¬
менно действуют давление и трение. Такие дробилки служат
для дробления материалов средней плотности с небольшими
размерами загружаемых кусков.
Частота вращения вала дробилки. Частота вращения вала
наряду с размерами щековой дробилки определяет ее произво¬
дительность. Однако частота вращения не должна быть слиш¬
ком большой, так как опыт эксплуатации показал, что при уве¬
личении ее выше определенного предела производительность
дробилки перестает возрастать. Скорость перемещения под¬
вижной щеки вперед и назад должна быть рассчитана так,
чтобы раздробленный материал успевал покидать дробилку
через выходное отверстие. Для расчета частоты вращения щеко¬
вой дробилки применяется формула
п = 665 У(tga)/s ,
где п — частота вращения, об/мин; a — угол между щеками дробилки, град;
s — ход щеки, см.
Пример 3.2. Размеры выходного отверстия дробилки равны 900Х
Х1200 мм, угол между дробящими щеками 22°, ход подвижной щекн 3 см;
п = 665]/^(tg 22°)/3 = 240 об/мнн.
Однако с учетом трення, возникающего между щеками дробилки н дро¬
бимым материалом, в качестве верхнего предела рекомендуется 170 об/мин
[36].
Для практических целей приведенную выше формулу можно использо¬
вать в следующем виде:
япракт ~ 600 У (tg a) Is .
Если учесть, что в большинстве щековых дробилок а=20°, то получим
упрощенную формулу для определения частоты вращения:
n= 360/]/s .
Предохранение от перегрузок. Твердые посторонние пред¬
меты, попадающие в материал, например куски металла, зубья
ковшей экскаваторов и т.д., могут стать причиной разрушения
различных деталей щековой дробилки. Для предотвращения
такой возможности в конструкцию распорных плит коленчато¬
го рычага включается предохранительное устройство, прини¬
мающее на себя перегрузки от недробимых посторонних пред¬
метов и тем самым предохраняющее дробилку от повреждений.
На рис. 3.11 показаны две различные конструкции распорных
плит коленчатого рычага с заданными линиями разрушения.
После разрушения плиты коленчатого рычага необходимо
заменять, что приводит к длительным простоям. Чтобы исклю¬
чить простои, разработан гидравлический предохранитель от
52
перегрузки, который автоматически удаляет недробимые пред¬
меты из дробильной камеры без остановки процесса производ¬
ства. На рис. 3.12 показана схема действия гидравлического
предохранителя от перегрузки [37].
В этом случае неподвижная щека дробилки выполнена в
виде балансира, который может поворачиваться вокруг оси в
верхней части щеки. Нижний конец щеки оперт на три гид¬
равлических цилиндра, поршни которых находятся в переднем
крайнем положении при неподвижном балансире.
Когда между щеками дробилки попадает предмет, не под¬
дающийся дроблению, возникает избыточное давление, пере¬
дающееся на гидравлическую систему балансира. Балансир по¬
ворачивается, и посторонний предмет выпадает из дробильной
камеры. Затем гидравлический цилиндр возвращает балансир
в переднее рабочее положение. Во время этого процесса авто¬
матически прекращается загрузка материала, а привод дро¬
билки продолжает работать. Дополнительные затраты на уста¬
новку гидравлического предохранителя от перегрузки состав¬
ляют около 25% стоимости дробилки.
Производительность. Таггарт предложил следующую фор¬
мулу для практического определения производительности щеко¬
вых дробилок:
Q = 0,093M,
где Q — производительность дробилки, т/ч; Ь — ширина щеки, см; d — размер
кусков исходного материала, см.
Эта формула обычно хорошо согласуется с практическими
данными для дробилок средней величины. Для крупных дро¬
билок она дает заниженные результаты.
Другую формулу для определения производительности ще¬
ковых дробилок разработал Левенсон:
Q = loOnbsdfiy,
53
1’
Таблица 3.5.1. Значения коэффициента с (метрическая система)
Материал
Гладкие щеки
Рифленые щеки
Естественная смесь
1,4-10—4
1,00-10-4
Просеянная смесь
1,25-10-4
8,5-10—5
Крупные куски
1,00-10—4
7,0-10—5
где Q — производительность дробилки, т/ч; п — частота вращения вала приво¬
да, об/мин; b — ширина подвижной щеки, м; s — амплитуда колебаний под¬
вижной щеки, м; d — средний размер кусков исходного материала, м; р, — сте¬
пень заполнения дробимым материалом (в зависимости от физических свойств
материала принимается равной от 0,25 до 0,5); у — объемная масса дроби¬
мого материала, т/м3.
Пример 3.3. Требуется определить производительность щековой дро¬
билки прн следующих исходных данных: частота вращения главного вала
170 об/мин, ширина подвижной щеки 1,2 м, амплитуда колебаний подвижной
щеки 45 мм = 0,045 м, средний размер дробимого материала 0,17 м, а его объ¬
емная масса 2,7 т/м3.
Решение:
а) по формуле Левенсона
Q= 150-170-12-0,045-0,17-0,3-2,7 = 190 т/ч;
б) по формуле Таггарта
Q = 0,093-120-17= 190 т/ч.
Таким образом, при расчете по формулам обоих авторов получена оди¬
наковая производительность щековой дробилки.
Прескотт разработал приближенную формулу, по которой
производительность щековой дробилки составляет около
0,1 т/ч на 1 кв. дюйм (6,45 см2) загрузочного отверстия.
Гискинг предложил формулу, пригодную для определения
производительности щековых и крупных конусных дробилок;
Q = cyBSenbt),
где Q — производительность, т/ч; С — коэффициент, зависящий от мелкой
фракции загружаемого материала и поверхности щек дробилки (табл. 3.5. 1);
Таблица 3.5.2. Техническая
Размеры заг¬
рузочного от¬
верстия,
дюйм
Транспортная
масса дро¬
билки, фунт
Частота
вращения
ведущего
вала,
об/мин
Примерная производительность в кор. т/ч
емная масса дробленого
ширина выходного отверстия дро
2
2,5
3
3,5
4
4,5
36X42
124 200
200
160
184
206
228
256
36X48
142 200
180
208
240
270
300
42X48
197 200
170
258
290
320
48X60
305000
140
352
385
56X72
470 500
120
430
54X84
505000
110
550
60X84
550 000
110
550
54
1
у .— объемная масса материала, кг/дм3; В — длина выпускного отверстия в
щековых дробилках или периметр выпускного отверстия в конусных дробил¬
ках, см; S — ширина выпускного отверстия, см; е — амплитуда колебания или
ход, см; п — частота колебаний или ходов в 1 мин; b — поправочный коэффи¬
циент для учета угла наклона щек дробилки; для 26° 6=1, при уменьшении
угла на 1° коэффициент 6 возрастает на 3%; г|—отношение теоретической
производительности к фактической, принимается равным 0,8—0,9.
Пр и м е р 3.4. Рассчитать производительность щековой дробилки с
размерами загрузочного отверстия 1200x900 мм, частотой колебаний в 1 мин,
равной 180, амплитудой колебаний е=40 мм и шириной выходного отверстия
S = 20 см. Дробилка имеет гладкие щеки, угол между щеками равен 19° (6 =
= 1,21). Дроблению подвергается известняк без предварительного просеива¬
ния (крупные куски), у=\,1\ г| принимается равным 0,8.
Решение: Q = 0,0001 • 1,7 • 120 • 20 ■ 4 • 180 • 1,21 • 8 = 280 т/ч.
Пример 3.5. Требуется определить производительность щековой дро¬
билки при следующих исходных данных: размеры загрузочного отверстия
47X36 дюймов, частота хода 180 в 1 мин, амплитуда колебаний е=1,5 дюйма,
ширина выходного отверстия 8 дюймов, объемная масса материала
100 фунт/куб. фут; все остальные величины такие же, как в примере 3.2.
Решение; Q = 0,0000312-100-47-8-1,5-180-1,21 -0,8 = 305 т/ч (кор. т/ч);
305-0,907 = 280 т/ч (метрических).
Мощность привода. Мощность привода щековых дробилок
определяется следующим образом:
а) по формуле Виарда /V=0,0155 bD,
где N — мощность двигателя щековой дробилки, л.с.; 6 — ширина подвижной
щеки дробилки, см; D — максимальный размер кусков загружаемого материа¬
ла, см;
б) по формуле Левенсона
,, nb (D2 — d2)
~ 0,34
где N — мощность двигателя щековой дробилки, л.с.; п — частота вращения
ведущего вала, об/мин; 6 — ширина подвижной щеки дробилки, м; D — сред¬
ний размер кусков загружаемого материала, м; d — средний размер кусков
дробленого материала, м.
Пример 3.6. Требуется определить мощность двигателя щековой дро¬
билки при следующих исходных данных: ширина щеки дробилки 1,2 м, часто¬
та вращения ведущего вала 170 об/мин; размер кусков загружаемого мате-
характеристика американских дробилок
в зависимости от ширины выходного отверстия (объ-
материала 1600 кг/м3)
Размеры
ведущего
колеса,
дюйм
Размеры
маховика,
дюйм
Макси¬
мальная
потребная
мощность
привода,
л. с.
билки в
закрытом состоянии, дюйм
1 5
6
7 1
8
9
1°
11
286
345
400
78X15
78X15
125
330
390
450
78X15
78X15
125
350
410
475
535
96X18
96X18
150
428
500
618
686
108X21
108X21
200
490
575
680
820
810
120X24
120X24
250
610
710
790
890
1000
1110
1220
144X30
144X30
300
610
710
790
890
1000
1110
1220
144X30
144X30
300
55
Таблица 3.5.3. Техническая характеристика советских дробилок
производства УЗТМ
Параметр
Размеры загрузочного отверстия, мм
1200X900
1500X1200
2500 X 2100
Максимальная крупность загружае¬
мого материала, мм
650
800—850
1000
Диаметр маховика, мм
2100
3000
3200
Ширина маховика, мм
544
720
1020
Частота вращения ведущего вала,
об/мин
170
135
100
Двигатель привода, л. с.
150
235
360
Ширина выходного отверстия, мм
150—200
200—250
250—300
Производительность, т/ч
175—200
255—350
400-500
Масса дробилки, т
68
120
210
Габариты дробилки, мм:
ширина
3764
4450
5730
высота
2260
3840
4300
длина
4480
5580
6810
риала 0,50 м, максимальный размер 0,65 м; размер кусков дробленого мате¬
риала 0,17 м.
Решение:
а) по формуле Левенсона
170-1,2 (0,52 — 0,172)
N = = 132 л. с.:
0,34
б) по формуле Виарда
jV = 0,0155-120-65 = 121 л. с.
Для повышения надежности выбирают двигатель мощно¬
стью, превышающей расчетную на 10—15%, что обеспечивает
запас мощности для перекрытия неравномерностей в массе за¬
гружаемого материала. Практически удельные затраты энергии
составляют от 0,3 до 0,6 кВт-ч на 1 м3 материала средней твер¬
дости [39].
Затраты энергии на дробление 1 м3 материала зависят от
размеров дробилки и составляют, кВт-ч:
для малых дробилок 1,10—2,20
для средних дробилок 0,75—1,10
для крупных дробилок 0,35—0,75
В табл. 3.5.2 приведены данные по американским дробилкам
[40[. Данные приведены в дюймах, фунтах и «коротких» тон¬
нах (1 кор. т=907 кг).
В табл. 3.5.3 приведены данные по щековым дробилкам со¬
ветского производства (УЗТМ) [41].
3.6. Конусные дробилки
В конусных дробилках дробление материала происходит
между неподвижным конусообразным кольцом (станиной) и
56
5
конусом, вращающимся вокруг вертикального вала, эксцент¬
рично закрепленного в нижнем конце. Дробление материала
происходит в основном за счет давления и частично — за счет
изгиба и в принципе не отличается от дробления в щековых
дробилках. Выпускаются два типа конусных дробилок.
В дробилках с крутым профилем дробящей камеры, назы¬
ваемых также дробилками Гэйтса (рис. 3.13), вершины дробя¬
щего конуса и конусообразного корпуса направлены навстречу
друг другу, а в конусных дробилках, известных под названием
Рис. 3.13. Поперечное
сечение конусной дро¬
билки (дробилка Гэйтса)
Рис. 3.14. Поперечное се¬
чение короткоконусной
дробилки (дробилка
Саймоиса)
Рис. 3.15. Главные составные части конусной дробил¬
ки (дробилка Гэйтса)
дробилок Саймонса, или короткоконусных дробилок (рис. 3.14),
вершины дробящего конуса и конусообразного корпуса направ¬
лены в одну сторону.
3.7. Дробилки с крутым профилем
Конструкция и принцип действия дробилки с крутым про¬
филем (дробилка Гэйтса для крупного дробления) показаны
на рис. 3.15. Дробилка состоит из следующих основных частей:
неподвижного конусообразного кольца — части корпуса 1 и
подвижного конуса 2, насаженного на вал 3, Вал дробилки,
называемый также главным валом, вместе с конусом закреплен
в верхней части корпуса дробилки на шаровом шарнире 4, что
создает маятниковую подвеску. Такая подвеска характерна для
конструкции дробилки с крутым профилем. Нижний конец
главного вала закреплен в подвижном эксцентриковом стака¬
не 5, соединенном с конической передачей 6. Эта передача со¬
общает конусу круговые маятниковые колебания.
Угол между вертикалью и валом дробилки составляет 2—
3°. Поэтому насаженный на вал конус периодически приближа¬
ется и удаляется от неподвижного конусообразного кольца;
57
при этом материал, находящийся между обоими конусами, под¬
вергается сжатию, приводящему к дроблению. Необходимо от¬
метить, что вал 3 не вращается вокруг собственной оси. Схема
дробления материала между конусами в круговой дробилке
показана на рис. 3.16.
Частота вращения вала дробилки с крутым профилем. Фор¬
мула для расчета оптимальной частоты вращения вала дро-
Рис. 3.16. Схема дробления Рис. 3.17. Конус и кольцо дробилки Гэйтса
в конусной дробилке
билки Гэйтса аналогична формуле для расчета частоты вра¬
щения вала щековой дробилки:
С учетом практических данных частоту вращения дробилки
можно определить и по следующей формуле:
где п — оптимальная частота вращения, об/мин; г — эксцентриситет конуса
дробилки, см; «I — угол между вертикалью и кольцом; аг — угол между вер¬
тикалью и конусом (рис, 3, 17).
Сумма углов составляет 20—23°.
Производительность. Производительность дробилок с крутым
профилем может рассчитываться по формуле Гискинга
(см. разд. 3.5), которая подходит также и для щековых дро¬
билок.
Пример 3.7. Дано: непросеянный известняк, 1,7 т/м3; ширина вы¬
ходного отверстия дробилки 150 мм, диаметр загрузочного отверстия 1800 мм
и, следовательно, длина окружности равна 180 я = 565 см; кольцо и конус
дробилки не имеют ребер, с = 1,4-10-4; частота колебаний равна 150 в 1 мин,
угол между кольцом и конусом равен 26°, поэтому 6=1; амплитуда колеба¬
ний (эксцентриситет) составляет 3,75, г| = 0,85.
Решение: Q = 0,00014-1,7-565-15-3,75-150-1,0-0,85=964 т/ч.
Маркировка дробилок с крутым профилем. Способ маркиров¬
ки этих дробилок не везде одинаков. В СССР за основу при
маркировке берется максимальная ширина загрузочного от¬
верстия А (рис. 3.18,6). В ФРГ размер дробилки устанавлива¬
ется по диаметру D кольца (рис. 3. 18,а), причем иногда в
маркировку добавляется размер А. В США размеры дробилок
обозначают АВ, как показано на рис. 3.18, 6.
Рис. 3.18. Обозначение размеров конусных дробилок
При другом способе маркировки дробилок указываются
ширина загрузочного отверстия и диаметр основания конуса,
например 60/109 дюймов (рис. 3.18,в). Для дробления мате¬
риала с исходными размерами ab (рис. 3.18,а) требуется щеко-
вая дробилка с загрузочным отверстием шириной около 1,25 ab.
Для дробления материала такой же крупности в конусных дро¬
билках требуется значительно большее загрузочное отверстие.
Регулировка размеров выходного отверстия. Для восстанов¬
ления исходной ширины выходного отверстия, увеличившейся
из-за износа броневых плит дробилки, или для изменения ко¬
нечной крупности зерен дробимого материала вал дробилки
может перемещаться по вертикали на 150—280 мм в зависи¬
мости от размеров дробилок.
Перемещение вала дробилки достигается следующим обра¬
зом:
1) с помощью вращения гайки, установленной на верхнем
конце вала дробилки в подвесном приспособлении; эта опера¬
ция требует много времени;
2) с помощью гидравлического подъемного устройства
(рис. 3.19). При закачивании масла в подъемное устройство
происходит подъем вала дробилки (рис. 3.19,а), и наоборот —
при выпуске масла из подъемного устройства вал опускается
вниз (рис. 3.19,6). Для проведения операций требуется всего
1 мин.
В табл. 3.7.1 приведена производительность дробилок с кру¬
тым профилем производства США [42]. Линейные размеры
59
Таблица 3.7.1. Производительность конусных дробилок
ч
8
о
о
Си
ГГ
О
>>5
к
в
в
Si в
к
в
S в
&
О
S
н
Ширина выпускного
X
я
8
а
о
а
8
8
Си
£ £
" а
я £•
я ш
S >-
s oj§
О. я ЕС
ffg
в S
“о
в »
fr- в
2 в
S&
*8
SS
га *
в'Й
ш О
га .
н я
о Йi
f- Л
“ 3
IT в
га
s •
-о и
4 .
га е
5 4
® Л
о
М н
1°
5 в
8
о
я
Си
н
£
Ss
О ■=
£ 2
т ес
27a
3
37a
4
47a
5
30—55
30X78
175
585
150
6/8
150
205
270
335
390
450
30—55
30X78
175
585
180
3/4
240
320
400
480
550
30—55
30X78
175
585
240
1
425
485
540
600
30—55
30X78
175
585
300
1V«
605
675
735
36—55
36X90
175
585
180
3/4
270
310
350
36—55
36X90
175
585
240
1
380
440
36—55
36X90
175
585
300
1Х/4
515
42-65
42X108
150
497
265
1
540
660
42—65
42X108
150
497
330
iv4
700
42—65
42X108
150
497
400
1V2
48—74
48X120
135
497
300
1
930
48—74
48X120
135
497
385
iv4
48—74
48X120
135
497
425
13/8
48—74
48X120
135
497
500
16/8
54—74
54X132
135
497
300
1
54—74
54X132
135
497
385
iv4
54—74
54X132
135
497
425
18/8
54—74
54X132
135
497
500
i5/s
60—89
60X145
110
435
330
1
60—89
60X145
110
435
410
iv4
60—89
60X145
110
435
450
l3/8
60-89
60X145
110
435
495
>v2
60—89
60X145
110
435
600
l13/le
60—
109
60X150
100
400
1000
W2
72—
109
72X174
100
400
60
с крутым профилем производства США, т/ч
отверстия, дюйм
5 7,
6 7,
77,
87,
97,
10
107,
117,
12
510
620
Ступенчатой линией ограничены рекомендуемые минимальные
максимальные размеры выходного отверстии для заданных
эксцентриситетов.
и
660
800
380
500
585
790
920
1040
1170
850
1000
1140
1300
1040
1260
1490
1000
1080
1150
1230
1300
1380
1280
1390
1480
1580
1680
1780
1530
1640
1780
1860
1980
1920
2060
2180
2340
960
1040
1100
1160
1240
1330
1340
1410
1500
1590
1700
1560
1650
1750
1870
1950
2070
2210
1130
1170
1240
1310
1400
1480
1610
1450
1540
1630
1740
1850
2000
1680
1780
1900
2020
2200
1960
2100
2230
2360
2540
2600
2700
3250
3500
3750
4000
4250
4500
4750
5000
61
даны в дюймах, масса —в кор. т (1 кор. т=907 кг). Объемная
масса дробимого материала составляет 1620 кг/м3.
Общие сведения. Конусные дробилки с крутым профилем, та¬
кже как и щековые, применяются в цементной промышленности
в основном для первичного дробления. По сравнению со щеко-
выми дробилками производительность конусных дробилок с
крутым профилем в два-три раза выше при одинаковых раз-
Рис. 3.19. Гидравлическое устройство; для подъема вала конусной
дробилки
мерах загрузочного и выходного отверстий. В конусных дро¬
билках отсутствует холостой ход, они продолжают работу при
движении вала по кругу. Эти дробилки потребляют меньше
энергии; производительность их в расчете на 1 кВт-ч в 1,3—
1.6 раза выше, чем щековых дробилок. Производительность дро¬
билок среднего размера выше в 1,3—1,4 раза, а крупных—в 2,1—
3.6 раза, что указывает на целесообразность применения конус¬
ных дробилок с крутым профилем при большой крупности загру¬
жаемого материала. На холостом ходу эти дробилки потребляют
около 30% энергии, необходимой для работы с полной нагруз¬
кой, а щековые дробилки 45—50%.
В дробилки с крутым профилем редко загружается плитный
или игольчатый материал. Броневые плиты в этих дробилках
подвергаются большему износу, чем в щековых, и требуют бо¬
лее частой замены. В отличие от щековых дробилок в них нель¬
зя повернуть броневые плиты на 180°. Степень измельчения для
дробилок с крутым профилем составляет от 7 до 15. Их произ¬
водительность достигает 5000 т/ч при ширине выпускного от¬
верстия 30 см (см. табл. 3.7.1). Такие дробилки не требуют
специального загрузочного приспособления; материал из транс¬
62
портных средств (обычно самосвалов) может разгружаться не¬
посредственно в приемное отверстие дробилки.
3.8. Короткоконусные дробилки
(дробилки Саймонса)
В дробилках такого типа вершины конуса и конусообраз¬
ного кольца корпуса направлены в одну сторону, как показано
на рис. 3.14. Эти дробилки с пологим профилем дробящей ка¬
меры в основном применяют- л
ся для вторичного дробления, >>
т. е. как дробилки второй ста¬
дии.
конструкции и опирается ниж¬
ним концом на эксцентриковое Рнс. 3.20. Выходное отверстие ко-
устройство. На верхнем конце нусной дробилки
вала закреплено распредели¬
тельное устройство для загружаемого материала. Из него мате¬
риал подается в дробильную камеру, в которой измельчается
под давлением, создаваемым поверхностями обоих конусов; одно¬
временно дробимый материал перемещается в направлении вы¬
пускного отверстия, как показано на рис. 3.20. Расстояние меж¬
ду поверхностями дробящих конусов уменьшается в направле¬
нии выпускного отверстия.
На рис. 3.20 видно, что оба дробящих конуса образуют вы¬
пускное отверстие длиной I с параллельными сторонами; мини¬
мальное расстояние между конусами равно d. Поэтому для
получения на выходе из дробилки кусков дробимого материала
размером d необходимо, чтобы его частицы проходили через
выпускное отверстие наименьшего размера. Это означает, что
время, за которое каждая частица дробимого материала пере¬
секает длину I выходного отверстия, не должно быть меньше,
чем время полного поворота конуса дробилки вокруг его эксцен¬
трикового вала. Поэтому частота вращения конуса в коротко-
конусных дробилках выше, чем в дробилках с крутым про¬
филем.
Маркировка. Короткоконусные дробилки маркируются по
диаметру основания конуса (размер D на рис. 3.20).
Частота вращения дробящего конуса. Для расчета оптималь¬
ной частоты вращения эксцентриковой втулки, т. е. частоты
вращения конуса в короткоконусной дробилке, применяется
следующая эмпирическая формула [39]:
Принципиальное отличие
конструкции этих дробилок от
предыдущих состоит в том,
что в короткоконусных дробил¬
ках вал выполнен в виде кон¬
сольной, а не подвешенной
63
i / sin а — / cos а
n = 133 у j ,
где n — частота вращения эксцентриковой втулки дробящего конуса (число
колебаний); а — угол дробящего конуса (см. рис. 3. 20), этот угол составляет
39—45°; I—длина выпускного отверстия, м (рис. 3.20); /—коэффициент
трения между дробимым материалом и конусом.
Пример 3.8. Определить число колебаний вала короткоконусиой дро¬
билки при а=41°, коэффициенте треиия /=0,3 и /=0,13 м.
Решение:
-. Г sin41° — 0,3cos41°
п — 133 I/ — = 240 об/мии.
г U , 1 о
При а=40° «=235 об/мин.
Мощность привода. Для определения мощности привода ко¬
роткоконусной дробилки применяется следующая формула:
Л1 =
Dn ( cR — d2,1
0,2т)
где N — мощность двигателя привода, л.с.; п — частота вращения эксцентри¬
ковой втулки конуса дробилки (число колебаний), об/мии; d\— средняя круп¬
ность частиц загружаемого материала, м; d2 — средняя крупность частиц дро¬
бимого материала, м; D — диаметр основания конуса, м; т) — к. п. д. привода
от двигателя к экцентриковому стакану.
Пример 39. Рассчитать мощность двигателя короткоконусиой дробил¬
ки при следующих исходных данных: D — 2,1 м, /1=240 об/мин, di = 0,3 м,
с?2=0,03 м, 11 = 0,85.
Решение:
2,1- 240 (0,32 — 0,032)
N = —: )■ ’ — = 263 л. с.
0,2-0,85
Производительность. Для определения производительности
короткоконусных дробилок применяется следующая форму¬
ла [43]:
Q = 6,8D2 dt пу,
Таблица 3.8.1. Техническая характеристика советских коиусиых дробилок
производства УЗТМ для среднего дробления
Наименование
Модель КСД 1650
Модель КСД 2100
Диаметр конуса дробилки, мм (см.
рис. 3.20, размер D)
1650
2100
Крупность загружаемого материала,
мм
До 210
До 300
Ширина выпускного отверстия, мм
25—60
30—60
Производительность, т/ч
375
790
Потребляемая мощность, кВт
150
200—230
Масса дробилки, т
40
65
64
где Q — производительность дробилки, т/ч; у ■— плотность дробимого мате¬
риала, т/м3. Остальные обозначения такие же, как в приведенной выше фор¬
муле для определения N.
Пример 3.10. Определить производительность короткоконусной дробил¬
ки при следующих исходных данных: £>=1,65 м, d2=15 мм = 0,015 м, п —
= 240 об/мин, у=2,6 т/м3.
Решение: Q = 6,8-1,652-0,015-240-2,6=173 т/ч.
В табл. 3.8.1 приведены характеристики конусных дробилок
советского производства (Уральский завод тяжелого машино¬
строения УЗТМ) [44].
3.9. Валковые дробилки
В валковых дробилках загружаемый материал попадает в
зазор между вращающимися валками и дробится под давлением
этих валков. Конечная крупность зерен дробленого материала
Рис. 3.21. Одноступенчатая валковая
дробилка -
щ
[о
1^
5—394
'i
зависит от расстояния между валками. В зависимости от вида
материала могут применяться валки с гладкой, ребристой или
зубчатой поверхностью. Направление расположения ребер
(вдоль или поперек оси валка) определяется твердостью мате¬
риала.
На рис. 3.21 показаны конструкция и принцип действия
валковой дробилки. Валок 1 жестко закреплен на раме дробил¬
ки 2, а другой валок может перемещаться в горизонтальном
направлении под действием пружин 3. Упругие пружины 3 пре¬
дохраняют валок от разрушения при попадании недробимого
Рис. 3.22. Двухступеича- Рис. 3.23. Трехступенча¬
тая валковая дробилка тая валковая дробилка
материала (зубьев ковша экскаватора, стальных предметов
и т. д.). Для предотвращения трения материала о валки в про¬
цессе дробления оба валка имеют одинаковую частоту враще¬
ния. Двигатель через клиноременный шкив 4 и шестерню 5
приводит в действие жестко закрепленный валок и затем с по¬
мощью зубчатой пары вращает подвижный валок. Существуют
также конструкции, в которых каждый валок приводится в дей¬
ствие своим двигателем. Степень измельчения при применении
одной пары валков составляет от 5 до 7. Для получения более
высокой степени измельчения без использования двух отдель¬
ных дробилок применяются валковые дробилки с двумя парами
валков, установленных один над другим (двухступенчатые
валковые дробилки1); при этом верхняя пара валков служит для
первичного дробления, а нижняя пара — для вторичного. В осо¬
бых случаях для дробления материалов применяют также трех¬
ступенчатые валковые дробилки.
На рис. 3.22 схематично показана конструкция двухступен¬
чатой валковой дробилки, а на рис. 3.23 — трехступенчатой.
66
г
Таблица 3.9.1. Техническая характеристика американских
валковых дробилок
Размеры вал¬
ков (диаметрХ
X длина),
дюйм
Крупность
дробимого
материала,
дюйм
Максимальная
крупность заг¬
ружаемого
материала,
ДЮЙМ
Производи¬
тельность, т/ч
Частота вра¬
щения в
обычных ус¬
ловиях»
об/мин
Потребляемая
мощность,
л. с.
36X14
хи
i1/*
30
100—150
35
36X16
хи
iv4
35
100—150
40
42X16
хи
н/,
40
95—120
50
42X18
41
!V2
45
95—120
55
54X16
аи
2
55
70-95
65
54X20
31а
2
65
70-95
70
54X24
3/s
2
75
70-95
75
54X30
3/8
2
95
70—95
' 85
60X24
Н»
23/а
90
65—85
90
60X30
хи
23/д
115
65—85
100
72X20
х!г
3
85
50—75
100
72X24
х1г
3
100
50—75
100
72X30
V»
3
130
50—75
125
72X36
хи
3
155
50—75
150
В цементной промышленности валковую дробилку часто
используют для дробления угля, применяющегося для отопле¬
ния сушильных барабанов.
Производительность. Производительность валковых дроби¬
лок можно определить по формуле
Q = 50LDndy,
где Q — производительность дробилки, т/ч; L — длина валков, м; D — диаметр
валков, м; п — частота вращения валков, об/мин; d — ширина зазора между
валками, м; у — объемная масса дробимого материала, т/м3.
Таблица 3.9.2. Техническая характеристика дробилок
с зубчатыми валками
Изготовитель
Характеристика
Новокраматор¬
ский завод тяже¬
лого машино¬
строения, СССР
SKET/ZAB. Дессау,
ГДР
Диаметр валков, мм
1100
1250
Длина валков, мм
1000
1600
Частота вращения валков, об/мин
16
15
Крупность загружаемого материала,
мм
До 400
500
Крупность дробимого материала, мм
0—100
0—100
Производительность при дроблении
глины, т/ч
Потребляемая мощность, кВт
50—70
80-100
28
50
5*
67
Пример 3.11. Требуется определить с помощью приведенной выше фор¬
мулы производительность валковой дробилки при следующих исходных дан¬
ных: £>=1,0 м, L = 0,8 м, п=65 об/мин, с/=0,012 м, у=1,68 т/м3.
Решение: Q = 50-0,8-1,0-65-0,012-1,68 = 52 т/ч.
В табл. 3.9.1 приведена техническая характеристика амери¬
канских валковых дробилок [45].
Приведенная в табл. 3.9.1 производительность дробилок рас¬
считана из условия, что объемная масса материала после дроб¬
ления равна 1,6 т/м3. Расчет мощности проведен исходя из
средней производительности при дроблении материала средней
твердости.
В табл. 3.9.2 приведена производительность дробилок с зуб¬
чатыми валками [46].
3.10. Молотковые дробилки
Молотковые дробилки нашли широкое применение в цемент¬
ной промышленности. Они используются для дробления твердо¬
го известняка и известняка средней твердости, а иногда — для
дробления мергеля. В зависимости от вида дробимого материа¬
ла степень измельчения в молотковых дробилках составляет от
40 до 60. Высокая степень измельчения в молотковых дробилках
иногда позволяет обойтись без применения многоступенчатых
дробильных установок. Выпускаются два типа молотковых дро¬
билок— однороторные и двухроторные. Ударная сила, созда¬
ваемая этими дробилками, определяется кинетической энерги¬
ей молотков:
Р = пир 12.
Исходя из этого, в молотковых дробилках стремятся умень¬
шить до минимума массу т., но при этом максимально увели¬
чить скорость v, чтобы повысить ударную силу и одновременно
снизить износ.
На рис. 3.24 показана схема однороторной дробилки, а на
рис. 3.25 — двухроторной (дробилка «Титан» фирмы «Бюлер-
Миаг»),
В дробилках обоих типов загружаемый материал вначале
подвергается первичному дроблению ударными молотками и
проходит через загрузочную решетку, называемую также
решеткой первой стадии; затем на стержнях нижней колоснико¬
вой решетки материал подвергается вторичному дроблению. На¬
личие двух решеток позволяет считать эти дробилки двухступен¬
чатыми. Расстояние между стержнями решетки определяет круп¬
ность измельченного материала; крупность зерен равна примерно
половине расстояния между стержнями решетки. Обычно зазор
между стержнями нижней решетки равен 25—30 мм. При повы¬
шенной влажности загружаемого материала зазор между
стержнями увеличивается до 60 мм. В зависимости от назна¬
чения материала зазор между стержнями решетки может до¬
стигать 200 мм. При влажном и клейком материале для решет¬
68
ки применяются стержни треугольного сечения, в остальных
случаях — трапецеидального.
В новых моделях молотковых дробилок не устанавливают
первичных решеток, так как они часто засоряются.
Ударное воздействие молотков на дробимый материал не¬
равномерно; неравномерность нагрузок на дробилку и двигатель
Рис. 3.24. Однороторная
молотковая дробилка
Рис. 3.25. Двухроторная
молотковая дробилка
привода выравнивают с помощью массивных маховиков. Обыч¬
но в двухроторных дробилках каждый ротор приводится в
действие собственным двигателем.
Масса сменных ударных молотков в зависимости от величи¬
ны дробилки составляет от 70 до 200 кг. Сталь, из которой из¬
готовлены молотки, имеет следующий химический состав, %:
С= 1,0—1,4, Si = 0,4—1,0, Мп= 12,0—14,0, Р = 0,06.
В зависимости от твердости дробимого материала удельный
износ ударных молотков составляет от 1,5 до 3,0 г на 1 т дро¬
бимого материала. Хромованадиевая сталь имеет износ, равный
3 г/т, а хромокремневанадиевая сталь — 2 г/т [47].
69
Окружная скорость молотков составляет 25—50 м/с. В за¬
висимости от размеров дробилки частота вращения роторов в
однороторной и двухроторной дробилках составляет 250—
400 об/мин.
Расход энергии в однороторных дробилках равен от 1 до 2
кВт-ч на 1 т дробимого материала; в двухроторных дробилках
он составляет от 1,3 до 1,8 кВт-ч/т.
На рис. 3.26 показаны шесть различных конструкций молот¬
ков, применяемых в молотковых дробилках [47а].
Для расчета производительности молотковых дробилок,
•предназначенных для дробления известняка, разработана сле¬
дующая эмпирическая формула:
Q = (30 л- 45) DL,
где Q — производительность молотковой дробилки, м3/ч; D — диаметр окруж¬
ности, по которой вращаются молотки; м; L — плечо удара, м.
Пример 3.12. Определить производительность молотковой дробилки
яри D= 1,7 м, L= 1,3 м.
Решение: Q = 40-1,7-1,3 = 88 м3/ч.
Если принять, что объемная масса дробленого известняка составляет
1,6 т/м3, то получим производительность Q = 88 -1,6= 140 т/ч.
Для определения потребляемой мощности применяется сле¬
дующая формула:
/V = (0,1н-0,15) iQ,
где N — мощность приводного двигателя, кВт; i — степень измельчения; Q —
производительность дробилки, т/ч.
Имеется более точная формула для определения потребляе¬
мой мощности дробилки:
GR2 я3 ef
= 8- ЮООООт) ’
где N — мощность приводного двигателя, л.с.; G — масса молотка, кг; R —
диаметр окружности, по которой вращаются молотки, м; я — частота враще¬
ния ротора, об/мии; е — число молотков; f — коэффициент, зависящий от
■окружной скорости молотков; значения f принимаются по табл. 3. 10. 1; т) —
коэффициент передачи усилий, учитывающий потери в приводе.
Таблица 3.10.1. Значения коэффициента f
Окружная скорость,
м/с
Коэффициент f
Окружная скорость,
м/с
Коэффициент f
17
0,0220
26
0,0080
20
0,0160
30
0,0030
23
0,0100
40
0,0015
Пример 3.13. Определить потребляемую мощность двухроторной мо¬
лотковой дробилки при следующих исходных данных: число молотков 2X16,
масса молотка 30 кг, частота вращения ротора 250 об/мин, диаметр ротора
1,0 м, коэффициент потерь 0,85.
70
Решение: для определения коэффициента / найдем окружную скорость
2л Рп 6,28.1,0-250
о = —— = — = 26 м/с.
60 60
Из табл. 3.10.1 при о=26 м/с находим f=0,008. Мощность, потребляе¬
мая обоими двигателями, составляет
30-12-2503-32-0,008 .
N~ 8-100000-0,85 - 176 л- с.
Рис. 3.26. Конструкция молотков молотковых дробилок
Рис. 3.27. Дробильная установка с двухроторной молотковой дробилкой
Таким образом, по расчету требуются два двигателя мощностью 83 л. а
(65 кВт) каждый; из имеющихся в наличии двигателей выбирают те, мощ¬
ность которых превышает расчетную.
На рис. 3.27—3.30 представлены дробильные установки фир¬
мы «Бюлер-Миаг», Брауншвейг (ФРГ), в которых использо¬
ваны молотковые дробилки. На рис. 3.27 показана стандартная
дробильная установка, оборудованная двухроторной молотко¬
вой дробилкой, а на рис. 3.28 — двухступенчатая дробильная
установка для первичного и вторичного дробления, оборудован¬
ная двухроторной молотковой дробилкой большой производи¬
тельности. На рис. 3.29 даны поперечное сечение и принцип
действия двухроторной молотковой дробилки стандартной кон¬
струкции.
В табл. 3.10.2 приведены некоторые технические характери¬
стики двухроторных молотковых дробилок типа «Титан» фирмы
«Бюлер-Миаг», имеющих производительность от 220 до
2000 т/ч.
71
Таблица 3.10.2. Техническая характеристика двухроторных
молотковых дробилок фирмы «Бюлер-Миаг»
Размеры приемного
отверстия, мм
Максимальный раз¬
мер кусков загру¬
жаемого материала,
мм
Производительность
при дроблении из¬
вестняка средней
твердости до круп¬
ности 0—25 мм, т/ч
Потребляемая мощ¬
ность при дроблении
известняка средней
твердости, кВт
1435X1700
1400
220
2X170
1675X1700
1600
260
2X200
1350X2000
1300
400
2X300
1570X2200
1500
480
2X360
1730 X 2000
1700
530
2X400
2010X2200
2000
640
2X480
2050X2800
2000
880
2X660
2350X2800
2300
1000
2X750
2650X2800
2600
1200
2X900
2230X3300
2200
1500
2X1200
3110X3300
3000
2000
2X1600
На рис. 3.30 показана комплексная дробильная установка
с двухроторной ударной дробилкой «Титан» фирмы «Бюлер-
Миаг».
Рис. 3.28. Двухступенчатая дробильная установка для первичного н вторич¬
ного дробления
Рис. 3.29. Разрез и технологическая схема двухроторпой молотковой дробилки
72
Уравнение кинетической энергии молотка, приведенное в на¬
чале данного раздела, является только одним из основных фи¬
зических уравнений, объясняющих процесс дробления в дробил¬
ках ударно-отражательного действия. Динамические показатели
молотка и соотношения нагрузок, передающихся на материал,
зависят от многих факторов, что не позволяет точно рассчитать
возникающие нагрузки. На основе упрощенных физических
Рис. 3.30. Общий вид двухроторной молотковой дро-
бплки
представлений и соответствующих экспериментов были предло¬
жены уравнения, описывающие ряд динамических соотношений:
1) уравнение для определения массы молотков;
2) уравнение для определения эффективной мощности при
дроблении;
3) уравнение для определения мощности приводного двига¬
теля.
Кроме того, в результате теоретических разработок и практи¬
ческих исследований было установлено, что износ молотков рас¬
тет пропорционально квадрату окружной скорости. Поэтому кон-
73:
Таблица 3.10.3. Техническая характеристика двухроторных
молотковых дробилок фирмы «Гумбольдт-Ведаг»
HDS
Диаметр роторах
X ширина, мм
Максимальный
размер кусков
загружаемого
материала, мм
Производитель¬
ность1 при s о'О
мм, т/ч
Мощность1 ДВН’
гателя, кВт
1600
1600X1600
1000
100—250
200-400
1800
1800X1800
1200
250—350
400—600
2000
2000X2000
1400
350—500
600—900
2200
2200 X2200
1400
500—650
900—1100
2400
2400X2400
1600
650—800
1100—1500
2600
2600 X 2600
1600
800—1100
1500—2000
* Производительность дробилки и мощность двигателя зависят от ширины
зазора решетки s и свойств дробимого материала.
Рис. 3.31. Двухроторная
молотковая дробилка
фирмы «Гумбольдт-Ве¬
даг»
структоры стремятся к получению минимальной окружной ско¬
рости путем выбора соответствующей конструкции ударных
элементов и ударно-отражательной камеры; одновременно ста¬
раются сохранить степень измельчения при дроблении материала.
На этой основе сконструированы молотковые дробилки сис¬
темы «Гумбольдт-Ведаг» фирмы «Индустрианлаген», Кельн
(ФРГ). В табл. 3.10.3 приведены некоторые характеристики этих
молотковых дробилок.
На рис. 3.31 показано поперечное сечение двухроторной мо¬
лотковой дробилки системы «Гумбольдт — Ведаг».
В зависимости от свойств материала установлена определен¬
ная область применения двухрогорных молотковых дробилок,
74
применяемых для измельчения цементной сырьевой смеси. По>
данным фирмы «Индустрианлаген», эта область ограничена сле¬
дующими пределами:
прочность при сжатии сырьевого материала 200 Н/мм2
При дроблении однороторными молотковыми дробилками
влажность сырья не должна превышать 10%, а содержание гли¬
ны—20%. Область применения молотковых дробилок обоих ти¬
пов определяется также предельным износом. Ожидаемый удель¬
ный износ молотков не должен превышать 5 г/т.
3.11. Дробилки ударно-отражательного действия
Ударно-отражательное дробление является динамическим'
процессом. В дробилке ударно-отражательного действия осуще¬
ствляются три стадии дробления. Первая стадия — основное
дробление— начинается в тот момент, когда бильные элементы,,
закрепленные на роторе, ударяют по дробимому материалу. От¬
ражательные плиты, установленные в дробилке, предназначены*
прежде всего для удержания материала в дробильной камере;
материал, попавший на плиты, отбрасывается назад в дробиль¬
ную камеру, где снова подвергается ударному воздействию мо¬
лотков, пока измельченные частицы не провалятся в зазор меж¬
ду ротором и нижним краем отражательных плит. Вторая стадии
дробления осуществляется при столкновении дробимого матери¬
ала с отражательными плитами. Третья стадия дробления возни¬
кает при соударении частиц дробимого материала. При такой
системе дробления ударное действие является основным компо¬
нентом. Дробление материала происходит по поверхности есте¬
ственных трещин. Поэтому для ударно-отражательного дробле¬
ния пригодны только хрупкие каменные материалы средней твер¬
дости; пластичные материалы следует дробить другим способом.
Дробилки ударно-отражательного действия состоят из одного'
или двух барабанов с ударными лопастями, имеющими окруж¬
ную скорость от 24 до 45 м/с, что сообщает нужную скорость ма¬
териалу, предназначенному для ударно-отражательного дробле¬
ния. Поэтому энергия, расходуемая на дробление, зависит or
окружной скорости барабана. Для получения максимальной про¬
изводительности и заданной крупности продукта требуется оп¬
ределенная окружная скорость, зависящая от вида дробимой
породы.
При низких окружных скоростях получаются очень крупные-
куски и, наоборот, при высоких окружных скоростях — мелкие.
Удельный расход энергии составляет 0,45—1,0 кВт/т. Суммар¬
ный износ стальных деталей равен 0,3—3,0 г/т; в эту сумму вклю¬
твердость по Моосу
влажность . . . .
содержание глины .
(2000 кгс/см2)
<4,5
макс. 25—30%.
до 30%
75-
чаются ударные штанги, отражательные плиты и била. Износ
стальных деталей тесно связан с окружной скоростью ротора; он
возрастает пропорционально квадрату окружной скорости [47].
В однороторной дробилке ударно-отражательного действия
отражательные плиты устанавливают на определенном расстоя¬
нии вокруг ротора, как показано на рис. 3.32 (фирма «Хаце-
маг»).
Другое расположение ротора и отражательных плит показа¬
но на рис. 3.33. Такая дробилка дополнительно оборудуется
ударными штангами.
На рис. 3.34 показан процесс ударно-отражательного дробле¬
ния в двухроторной дробилке. Эта дробилка имеет только удар¬
ные штанги, о которые разбивается дробимый материал; отра¬
жательные плиты здесь не устанавливаются. Ударные штанги
не только служат решеткой, через которую проходят куски раз¬
дробленного материала, но и являются важным элементом сис¬
темы ударно-отражательного дробления. Степень измельчения в
двухроторных дробилках ударно-отражательного действия зави¬
сит от заданного интервала на кривой гранулометрического сос¬
тава и составляет от 40 до 50.
На рис. 3.35 показана двухроторная дробилка ударно-отража¬
тельного действия в корпусе (на рис. 3.33—3.35 показаны дро¬
билки фирмы «Айова Мэньюфэкчеринг», США).
На ударные штанги надеты трубы из марганцовистой стали,
которые при износе можно быстро заменить.
Дробилки ударно-отражательного действия не следует при¬
менять для дробления твердых и вязких пород. Переработка та¬
Рис. 3.32. Ударно-отражательная
дробилка (показано расположение
отражательных плит)
Рис. 3.33. Однороторная удар¬
но-отражательная дробилка
(показано расположение отра¬
жательных плит и штанг)
76
ких пород в обычных дробилках ударно-отражательного дейст¬
вия связана с высокими эксплуатационными расходами и неэко¬
номична. Для дробления таких материалов фирмой «Гум¬
больдт-Ведаг» разработана дробилка типа «Хардопакт» (см.
рис. 3.38). Кроме того, для этой цели пригодны и экономичны
обычные типы установок для дробления твердых материалов:
щековые, конусные и молотковые дробилки.
ч^1§4
/6
Рис. 3.34. Двухроторная удар¬
но-отражательная дробилка
{показано расположение дро¬
бящих штанг)
Рис. 3.35. Двухроторная дро¬
билка ударно-отражательного
действия в корпусе (схема
действия)
В табл. 3.11.1 приведены технические характеристики амери¬
канских однороторных дробилок ударно-отражательного дейст¬
вия (фирма «Кеннеди Вэн Сон», США).
Таблица 3.11.1. Однороторные дробилки ударно¬
отражательного действия (США)
Показатель
36—48—1R
48—50—4R
50—56—1R
60—72—1R
Размеры загрузочного отверстия, см
91X122
122X127
127X142
152X183
Диаметр ротора, см
94
94
102
132
Масса ротора, кг
3587
5000
6965
10080
Частота вращения ротора, об/мни
550—900
550—900
480—780
300—575
Мощность приводного двигателя, кВт
75—112
112—150
150—225
225-300
Производительность, кор. т/ч
(0,907 т/ч)
250
400
600
1000
Максимальный размер кусков дроби¬
мого материала, мм
50
75
100
100—125
Для практического определения мощности двигателя N
(кВт), приводящего в действие дробилки ударно-отражательно-
77
Таблица 3.11.2. Техническая характеристика
Тип PEG
100/70
100/105
125/105
125/140
Размеры загрузочного
отверстия, мм
Максимальный размер
кусков загружаемого
материала, мм
740X640
1090X640
1090 X 800
1440X800
500
600
750
800
Производительность,
м3/ч
30
30—50
50—80
80—110
Мощность двигателя,
кВт
37
37—60
60—90
90—132
Масса, кг
7200
9800
13600
16400
Рис. 3.36. Дробилка ударно-отражательного дей¬
ствия для грубого дробления (тип PEG, фирма
«Гумбольдт-Ведаг»)
1 — корпус; 2 — ротор; 3 — било; 4 — качающиеся отра-
жательиые плиты; 5 — бронеплиты Корпуса
го действия, фирмой «Индустрианлаген» предложено следующее
уравнение:
Q
N = 0,0102— ы2-3,6,
g
где q — производительность при однократном проходе, кг/с; g — ускорение
свободного падения, м/с2; и — окружная скорость ротора, м/с; 3,6 — константа.
78
дробилок типа PEG, ФРГ
160/140
160/210
200/220
250/220
250/330
1440X1020
2140X1020
2250X1570
2250X1800
3350X1800
900
1000
1200
1500
1600
110—170
170—270
270—460
460—760
760—1000
132—200
200—330
330—550
550-900
900—1200
28800
37600
72000
112600
144000
Рис. 3.37. Дробилка ударно-отражательного дей¬
ствия (тип PEF, фирма «Гумбольдт-Ведаг»)
7—корпус; 2 — ротор; 3 — сменные бнла; 4 — отража¬
тельный щит; 5 — отражательные плиты; 6 — качающая¬
ся входная плита (для крупного и мелкого загружае¬
мых материалов); 7 — бронеплиты корпуса
Фирма «Гумбольдт-Ведаг» выпускает дробилки ударно-от¬
ражательного действия трех типов: PEG — для грубого дробле¬
ния, PEF — для тонкого дробления и «Хардопакт» — для дробле¬
ния твердых пород.
На рис. 3.36—3.38 показаны поперечные сечения дробилок
названных трех типов.
Дробилки типа PEG для грубого дробления. Основным на¬
значением этих дробилок ударно-отражательного действия яв-
79
ляется первичное дробление сырья, например известняка, мела,
гипса, угля и т. п., для получения зерен крупностью от 0 до
150 мм при производительности до 1500 т/ч; максимальный до¬
пустимый линейный размер зерен загружаемого материала ра¬
вен 1600 мм. В табл. 3.11.2 приведены технические характеристи-
Рис. 3.38. Ударно-отражательная дробилка «Хардопакт»
для дробления твердых пород (фирма «Гумбольдт-Ве-
даг»)
ки дробилок типа PEG. Следует отметить, что производитель¬
ность дробилки и необходимая мощность приводного двигателя
зависят от дробимого материала и заданной крупности зерен
после дробления.
Дробилки ударно-отражательного действия могут применять¬
ся для дробления материалов, характеристики которых ограниче¬
ны следующими пределами:
Таблица 3.11.3. Техническая характеристика
Тип PEF
80/70
100/70
100/105
125/105
Размеры загрузочного
740 X (200—
740 х (200—
1090 X (200—
1090х (250—
отверстия, мм
300)
350)
350)
450)
Максимальный размер
100
125
150
175
кусков загружаемого
материала, мм
200
250
300
350
Производительность,
м3/ч
10-20
15—30
25—45
45—70
Мощность двигателя,
кВт
15-22
30—45
45—75
70—90
Масса, кг
5900
7100
8600
12100
80
прочность при сжатии сырья <250 Н/мм2
(2500 кгс/см2)
твердость по Моосу <4,5
влажность макс. 20%
содержание кварца <10%
содержание глины 0%
удельный износ макс. 10 г/т
Дробилки типа PEF для тонкого дробления. Основным на¬
значением этих дробилок ударно-отражательного действия яв¬
ляется тонкое дробление цементных сырьевых смесей и угля для
получения зерен крупностью от 0 до 45 мм при производитель¬
ности до 1400 т/ч; максимальный допустимый линейный размер
зерен загружаемого материала равен 750 мм. В табл. 3.11.3 при¬
ведены технические характеристики дробилок типа PEF. Здесь
так же, как для дробилок типа PEG, производительность дро¬
билки и необходимая мощность приводного двигателя зависят
от заданной крупности зерен после дробления.
.Дробилки ударно-отражательного действия типа PEF следу¬
ет применять для тонкого дробления пород со следующими ха¬
рактеристиками:
прочность при сжатии сырья <250 Н/мм2
(2500 кгс/см2) -
твердость по Моосу <4,5
влажность макс. 10%
содержание кварца . <10%
содержание глины 0%
удельный износ макс. 10 г/т
Дробилка типа «Хардопакт» для дробления твердых пород.
Фирма «Индустрианлаген» в 1965 г. разработала специальную
конструкцию дробилок для переработки твердых и вязких по¬
род. В цементной промышленности такие дробилки применяют¬
ся в тех случаях, когда требуется измельчить железную руду и
кварцит для использования в качестве корректирующих компо¬
нентов; они также эффективны при дроблении шлаков.
дробилок типа PEF, ФРГ
125/140
160/140
160/210
200/220
250/220
250/330
1440 X (250—
450)
200
400
1440 х (350—
550)
250
450
2140 X (350—
550)
300
500
2 250 х (400—
600)
350
550
2250Х (550—
800)
450
700
33 60 X (550—
800)
500
750
70—95
95—150
150—230
230—400
400—600
600—900
90—132
132—200
200—300
300—500
500—800
800—1000
14800
22800
28300
55800
81500
110000
6—394
81
Таблица 3.11.4. Техническая характеристика дробилок
типа «Хардопакт»
Тип «Хардопакт»
100/70
100/105
125/105
125/140
160/140
160/210
Диаметр рото¬
ра, мм
1000
1000
1250
1250
1600
1600
Размеры загру¬
зочного отвер¬
стия, мм
730X400
1080X400
1080X400
1430X400
1430X500
2130X500
Максимальный
размер кусков
загружаемого
материала, мм
300
350
350
350
400
400
Производитель¬
ность, т/ч
Мощность дви¬
гателя, кВт
30—50
50—80
70—120
95-145
120—190
160—240
30—55
55—90
110—160
130-180
130—180
160—220
Масса, кг
8000
10000
13 500
16 000
23 000
27 500
Основной областью применения дробилок типа «Хардопакт»
является дробление пород с высокой твердостью по Моосу, проч¬
ностью при сжатии более 250 Н/мм2 (2500 кгс/см2) и высоким
содержанием Si02. Выпускается 6 типов таких дробилок. При
крупности загружаемого материала 400 мм и продукта от 0 до
35 мм производительность дробилок составляет от 50 до 240 т/ч.
К особым свойствам этих дробилок производители относят
низкий износ и незначительные затраты энергии, что обеспечи¬
вается прежде всего за счет малой окружной скорости ротора,
равной 22—30 м/с. В табл. 3.11.4 приведены технические харак¬
теристики дробилок типа «Хардопакт» [47, 47к, 471, 47т, 47п].
Дробилки ударно-отражательного действия типа «Хардо¬
пакт» следует применять при следующих характеристиках по¬
род:
прочность при сжатии сырья
твердость по Моосу . . .
влажность
содержание кварца . . .
содержание глины ....
удельный износ
3.12. Комбинированные дробилки ударно¬
отражательного действия
Комбинированные дробилки ударно-отражательного дейст¬
вия фирмы «Хацемаг» (Вестфалия, ФРГ) получили свое назва¬
ние из-за соединения в общем корпусе дробилок двух типов. В
корпусе установлены два параллельных ротора. Первичный и
вторичный роторы оборудованы билами.
<500 Н/мм2
(5000 кгс/см2)
4,5-8
макс.' 15%
10-100%
0%
макс. 150 г/т
82
Как видно из рис. 3.39, вторичный ротор находится в глу¬
бине корпуса за первичным. Производительность таких дроби¬
лок в значительной степени зависит от угла наклона роторов к
горизонтальной плоскости; степень измельчения достигает 60—
70.
Куски породы крупностью около 1500 мм за один проход че¬
рез дробилку измельчаются в зерна, 95% которых имеет круп¬
ность менее 25 мм. Первичный ротор служит для грубого дроб-
Рис. 3.39. Комбинированная ударно-отражатель¬
ная дробилка с первичным и вторичным рото¬
рами
ления, а вторичный измельчает материал до заданной крупности
зерен. Окружная скорость ротора составляет от 25 до 35 м/с в
зависимости от свойств дробимой породы.
3.13. Ударно-отражательные молотковые дробилки
Комбинированные ударно-отражательные молотковые дро¬
билки типа EV выпускает фирма «Смидт» (Копенгаген, Дания).
В молотковых дробилках типа EV установлены регулируемые
щеки и могут регулироваться размеры выпускного отверстия. Из¬
вестняк, доставленный из карьера, за один рабочий цикл измель¬
чается до частиц крупностью менее 25 мм (95%). На рис. 3.40
показано поперечное сечение молотковой дробилки типа EV.
Молотковая дробилка типа EV пригодна для дробления кус¬
ков породы объемом до 1—2 м3 с поперечником до 2 м. Для сни¬
жения ударных воздействий на роторы установлены два прием¬
ных вращающихся валка, воспринимающих удары крупных
глыб. В зазор между валками проваливаются мелкие куски за¬
гружаемого материала. Молотки, подвешенные на сквозных бол-
6*
83
Рис. 3.40. Ударно-отражательная молотковая дробилка
фирмы «Смидт»
1 — питатель; 2 — цепная завеса; 3 — приемные валки; 4 — ро¬
тор с молотками; 5 — регулируемые дробящие щеки
Рис. 3.41. Зерновой состав продуктов дробления (слева) и производитель¬
ность (справа) дробилки типа EV фирмы «Смидт»
Слева заштрихована область зернового состава продуктов дробления. Стрелкой ука-
зано направление изменения зернового состава при увеличении ширины зазооов между
колосниками.
Справа заштрихованы области производительности дробилок разных размеров в за¬
висимости от требуемой дисперсности продуктов дробления
84
тах, вращаются с окружной скоростью 38—40 м/с; масса одного
молотка составляет от 90 до 250 кг.
Регулировка наклона дробящих щек, положения выпускной
решетки и расстояния между ее стержнями позволяет получить
различную степень измельчения материала. Регулировка колос¬
ников выпускной решетки приводит к изменению производитель¬
ности дробилки, что в графической форме представлено на
рис. 3.41.
По данным изготовителей, удельный расход энергии при дроб¬
лении до крупности менее 25 мм (95%) составляет от 0,9 до
1,1 кВт-ч/т [87с].
3.14. Первичное дробление в карьере
В настоящее время в карьерах за один взрыв можно добыть
около 500 000 т цементного сырья. Чтобы подвезти такое коли¬
чество породы к дробильным установкам, цементным заводам
требуется большой парк автомобилей с соответствующим обслу¬
живающим персоналом (техническое обслуживание, ремонт и
т. д.), а также транспортные магистрали.
Поэтому в последнее время передвижные дробильные агре¬
гаты устанавливают непосредственно у забоя в карьере, что
позволяет практически исключить транспортировку необрабо¬
танной породы. В комплекс передвижных дробилок часто вклю¬
чают экскаваторы, ковшовые погрузчики или другие аналогич¬
ные механизмы.
После первичного дробления материал с помощью поворот¬
ного консольного транспортера подается на стационарную транс¬
портерную систему значительной протяженности (до нескольких
км), перемещающую породу на цементный завод для дальней¬
шей обработки.
Для обслуживания передвижной дробилки нужен всего один
человек, контролирующий с пульта управления все рабочие опе¬
рации— от загрузки до выпуска дробленого продукта. Другой
рабочий должен управлять погрузочным механизмом. Таким об¬
разом, для обслуживания комплексной передвижной дробильной
установки требуется двое рабочих в смену.
Органы управления передвижной дробилкой и всеми транс¬
портерными системами, подающими материал к цементному за¬
воду, сосредоточены на пульте управления передвижной дро¬
билки.
В зависимости от состояния грунта в карьере и требуемой
подвижности дробилка оборудуется шагающим механизмом, гу¬
сеницами или колесным шасси с резиновыми шинами.
Дробильная установка для первичного дробления (фирма
«Бюлер-Миаг», Брауншвейг), показанная на рис. 3.42, оборудо¬
вана шаговым механизмом с гидравлическим приводом. Во вре¬
мя эксплуатации установка покоится на трех понтоновидных
опорах. Движение установки вперед осуществляется путем про-
85
странственного перемещения шаговой плиты под действием го¬
ризонтального шагового н вертикального подъемного цилинд¬
ров. Скорость движения установки вперед и назад составляет
около 1,2 м/мин. Шагающий механизм позволяет установке пе-
Рис. 3.42. Передвижная дробильная установка для первичного дробления
(фирма «Бюлер-Миаг», Брауншвейг, ФРГ)
Рис. 3.43. Пульт управления пе¬
редвижной дробильной установки
Рис. 3.44. Тканевый фильтр си¬
стемы пылеулавливания пере¬
движной дробильной установки
ремещаться по кривой и делать повороты, что обеспечивает вы¬
сокую маневренность всей системы.
Процесс перемещения управляется специальной программой,
заложенной на пульте управления. Здесь также установлены
все необходимые индикаторные и контрольные приборы
(рис. 3.43).
86
На шагающей установке смонтирована двухроторная молот¬
ковая дробилка «Титан» фирмы «Бюлер-Миаг», описанная в
разд. 3.10.
Электроэнергия подается по гибкому кабелю; снижение на¬
пряжения для низковольтных двигателей осуществляется с
помощью трансформаторов, установленных на передвижной дро¬
билке. В качестве приводных двигателей дробилки используют¬
ся высоковольтные двигатели. Общая мощность электрообору¬
дования шагающей дробилки составляет 2200 кВт; оба двигате¬
ля дробилки потребляют 1600 кВт.
Два тканевых фильтра, установленных слева и справа от ус¬
тановки, обеспечивают необходимое пылеулавливание (рис. 3.44).
Описанные передвижные дробильные установки для первич¬
ного дробления позволяют переработать в 1 ч 1000 т известняка
из крупных глыб массой более 4000 кг в зерна крупностью 0—
40 мм [47к].
4. Сушка сырьевых материалов
При сухом способе производства высокая влажность сырье¬
вых материалов приводит к необходимости сушить их перед по¬
молом. Влажность известняка достигает 8%, мергеля—5%, су¬
глинка и глины—20%, доменного шлака мокрой грануляции —
35%. Перед помолом угля в большинстве случаев также требует¬
ся сушка.
Наряду с сушкой в процессе помола в цементной промышлен¬
ности производят также сушку сырья в сушильных барабанах,
вихревых сушилках (с лопастями), агрегатах, совмещающих
сушку и вторичное дробление сырья (ударно-отражательных
дробилках с сушильной установкой), тандемах «сушилка-мель¬
ница» (комбинациях молотковой дробилки с шаровой мельни¬
цей), воздушных сепараторах и гравитационных помольных ус¬
тановках (мельницах типа «Аэрофол»).
Практический опыт показывает, что расход энергии стано¬
вится минимальным в тех случаях, когда дробление материала
предшествует сушке и помолу [47 с—Ь].
Влажность клинкера оказывает отрицательное влияние на
удельную производительность мельницы, что иллюстрируется
данными, приведенными в разд. 10.5.
Сушильный барабан представляет собой сварной цилиндр из
листовой стали толщиной от 10 до 20 мм в зависимости от раз¬
меров барабана. Длина сушильных барабанов достигает 50 м, а
диаметр — 5 м. Сушильный барабан, обычно имеющий два бан¬
дажа, устанавливают на двух парах роликов; барабан может
вращаться в разные стороны. Наиболее благоприятное отношение
87
1
LjD (длины к диаметру) для сушильных барабанов находится
между 8 и 10.
Обычно сушильные барабаны устанавливают с уклоном от 3
до 6°; если же они имеют большой диаметр, то их устанавлива¬
ют с меньшим уклоном. Частота вращения барабана составляет
от 2 до 5 об/мин при окружной скорости около 0,30 м/с. Матери¬
ал проходит через сушильный барабан примерно за 20—40 мин
Выпускают сушильные барабаны различных конструкций.
4.1. Противоточные сушильные барабаны
В противоточном сушильном барабане просушиваемый мате¬
риал и горячие газы движутся навстречу друг другу. Горячие
газы поступают в барабан в том месте, где выходит высушенный
материал. Поскольку при таком способе сушки сухой материал
встречается с очень горячими газами, необходимо учитывать
сильный перегрев материала, что, например, при сушке извест¬
няка может привести к нежелательной частичной диссоциации
карбоната кальция. Разность температур горячих газов и просу¬
шиваемого материала в противоточных сушилках в целом ниже,
чем при прямоточном способе, поэтому производительность суш¬
ки в противоточных сушильных барабанах ниже, чем в прямо¬
точных.
4.2. Прямоточные сушильные барабаны
В прямоточном сушильном барабане просушиваемый матери¬
ал и горячие газы движутся в одном направлении. Горячие га¬
зы встречаются непосредственно со «свежим» влажным матери¬
алом. Благодаря большому перепаду температур и высокой
влажности основное количество влаги выделяется уже в перед¬
ней части сушильного барабана. В остальной части сушильного
барабана испарение влаги относительно невелико. При необхо¬
димости увеличения интенсивности сушки в прямоточной су¬
шилке можно повысить температуру горячих газов без неблаго¬
приятных последствий для просушиваемого материала. Кроме
того, можно регулировать конечную влажность материала.
4.3. Выбор сушильного барабана
При выборе типа сушильного барабана следует прежде все¬
го учитывать физические свойства просушиваемого материала —
гранулометрический состав, склонность к изменению структуры
в процессе сушки, поведение в потоке горячих газов, необходи¬
мое время сушки и т. д.
Пластичные сырьевые материалы, например глина и сугли¬
нок, высушиваются в основном в прямоточных сушилках, где не¬
посредственное воздействие горячих газов на влажный материал
предотвращает размазывание и налипание материала у входа в
сушилку.
88
При сушке пластичных материалов в противоточных сушил¬
ках заметно снижается скорость подачи материала в сушильный
барабан, и поэтому падает производительность сушки.
Применение прямоточных сушилок для сушки угля в значи¬
тельной мере снижает опасность его воспламенения в сушиль¬
ном барабане. При сушке угля в противоточных сушилках уголь
встречается с очень горячими газами, что может привести к его
воспламенению. Однако в прямоточных сушилках выделяется
больше пыли, чем в противоточных.
Сушильные барабаны располагают позади современных пе¬
чей с предварительным подогревом сырья; при этом отходящие
газы сушильного барабана очищаются в обеспыливающих уст¬
ройствах вращающихся печей.
4.4. Виды влаги, содержащейся в сырьевых материалах
Влага, содержащаяся в цементных сырьевых материалах,
может быть следующих видов:
1) свободная вода, находящаяся на поверхности зерен мате¬
риала;
2) капиллярная влага, т. е. влага, заполняющая структурные
пустоты материала;
3) адсорбционная влага, т. е. вода, поглощенная поверхно- ^
стью материала.
Химически связанная вода, находящаяся в глинистых мине¬
ралах, например в каолините, не учитывается при определении
влажности материала. Ее удаление приводит к изменению
структуры рассматриваемых минералов.
В зависимости от вида влаги сушка материала требует раз¬
личного времени и удельного расхода тепла; параметры процесса
сушки устанавливают в каждом случае путем испытаний.
4.5. Теплообмен
В сушильных барабанах с прямым подогревом преобладает
теплообмен путем конвекции, т. е. передачи тепла при непосред¬
ственном контакте частиц материала с горячими газами. Тепло¬
проводность и излучение играют в этом случае незначительную
роль и практически могут не учитываться. Для максимального
использования конвекционной теплопередачи на внутренней по¬
верхности сушильного барабана устраивают пересыпные и ячей¬
ковые системы, что заставляет материал двигаться в каскадном
режиме и обеспечивает более длительный и полный контакт с
газовым потоком.
На теплообмен в сушильном барабане влияют следующие
факторы:
а) частота вращения барабана; ' '
б) температура подаваемых газов;
в) скорость движения газа в барабане; '
89
г) тип, размеры и поверхность внутренних теплообменных ус¬
тройств.
Чем выше частота вращения барабана, тем интенсивнее теп¬
лопередача от газа к просушиваемому материалу. Температура
подаваемых газов должна быть как можно выше. Значительная
разность температур между газом и материалом обеспечивает
хорошую теплопередачу.
На рис. 4.1 показана температура газа и материала в су¬
шильном барабане при прямоточном и противоточном способах
Длияп сушилки -
Время сушки
Длила суши/! к а
-Время сушки
Рис. 4.1. Температура газа и материала в прямоточных (а)
п противоточных (б) сушилках
/ — температура газов; 2 — температура материала
сушки. Из рисунка видно, что большая разность температур в
прямоточной сушилке обусловливает больший коэффициент по¬
лезного действия, чем в противоточной. Обычно сушку проводят
до достижения 1% остаточной влажности, поскольку полное
удаление влаги из материала требует непропорционально боль¬
шого расхода тепла.
Скорость движения газов в барабане должна обеспечивать
максимальный теплообмен. Для предотвращения чрезмерного
выноса пыли скорость движения газа на выходе из сушильного
барабана ограничивают 2—3 м/с.
4.6. Температура газов
При огневом обогреве температура газов, поступающих в
сушильный барабан, составляет максимум 650° С.
В прямоточных сушилках в особых случаях температура по¬
ступающих газов может быть повышена до 750—975° С.
Нагрев сырья при сушке не должен вызывать никаких хими¬
ческих изменений его состава. При температуре около 800° С из¬
вестняк диссоциирует по уравнению СаС03-^-Са0+С0г. Поэто¬
му нельзя допускать возникновения такой температуры при суш¬
ке известняка. Каолинит глины теряет химически связанную
воду частично уже при температуре 400—450° С по уравнению
Al2O3-2SiO2-2H2O->-Al2O3-2SiO2,0,5H2O. Это должно учиты¬
ваться при расчете массового соотношения компонентов сырья.
90
Гранулированный доменный шлак при 700° С расстекловыва-
етея и поэтому теряет свои гидравлические свойства. Это следу¬
ет учитывать при сушке доменных шлаков.
Температуру сушильных газов регулируют путем разбавле¬
ния холодным внешним воздухом. Этот процесс протекает в спе¬
циальной смесительной камере, расположенной между топочной
камерой и сушильным барабаном. Избыток воздуха составляет
•от 2 до 3,5.
Температура газов на выходе из сушильного барабана дол¬
жна составлять 120—125° С, чтобы предотвратить возможную
конденсацию водяных паров, содержащихся в газе.
При более низкой температуре отходящих газов естественной
тяги дымовой трубы не хватает для преодоления гидравлическо¬
го сопротивления сушильной установки. Поэтому почти все су¬
шильные установки оборудуют вытяжными вентиляторами.
4.7. Потери напора
Потери напора или тяги в сушильных барабанах зависят от
длины и диаметра цилиндра, типа внутрибарабанных устройств,
степени заполнения материалом, частоты вращения и т. д. Потери
напора в барабане составляют от 35 до 75 мм, а в топке с колос¬
никовой решеткой — от 45 до 60 мм.
В сушильных установках возникают следующие потери тяги,
мм:
в топке (воздухоподогревателе) около 25
в сушильном барабане 50
в циклонном пылеотделителе 75
«а стыках трубопроводов 15
Всего 165
4.8. Внутрибарабанные устройства
Имеется два принципиально отличающихся типа внутрибара¬
банных устройств — пересыпные и ячейковые. Пересыпные уст¬
ройства показаны на рис. 4.2.
Эти внутрибарабанные устройства обеспечивают заполнение
свободно падающим просушиваемым материалом почти всего по¬
перечного сечения сушильного барабана, что приводит к полному
многократному контакту материала с сушильными газами.
Пересыпные устройства применяются при сушке пластичных
материалов, так как снижают их склонность к слипанию. Иног¬
да пересыпные устройства вызывают повышенное пылевыделе-
ние.
На рис. 4.2 показано движение материала в сушильных ба¬
рабанах с прямыми и изогнутыми под углом 45 и 90° пересып¬
ными устройствами. Прямые пересыпатели устанавливают на
91
входе материала в сушилку и применяют для липкого и очень
влажного материала, а изогнутые под углом 45 и 90°—для сы¬
пучего и маловлажного материала.
а)
5)
3)
Рис. 4.2. Подъемные устройства в сушильных барабанах . .
а — прямые; 5 — изогнутые под углом 45°; в — изогнутые под углом 90°
Ячейковые внутрибарабанные уст¬
ройства, представленные на рис. 4.3,
разделяют поперечное сечение сушиль¬
ного барабана на ряд ячеек, что при¬
водит к ограничению свободного рас¬
сыпания просушиваемого материала и
полному контакту с горячими газами
при вращении барабана. При ячейко¬
вых устройствах выделяется меньшее
количество пыли.
Обычно на расстоянии 1—2 м от
входа барабан оборудуют спиральны¬
ми устройствами, обеспечивающими
подачу материала от загрузочной теч¬
ки или другого питателя и исключаю¬
щими неплотности между поддержи¬
вающим кольцом и концевым уплот¬
нением.
4.9. Степень заполнения сушильного барабана
Обычно степень заполнения материалом сушильных бараба¬
нов с пересыпными устройствами составляет 12—15%; у бараба¬
нов с ячейковыми устройствами степень заполнения выше — от
25 до 30%. Более высокая степень заполнения материалом обес¬
печивает в сушилках одинаковых размеров повышение произво¬
дительности на 30—50%.
4.10. Удельный расход тепла
В табл. 4.10.1 приведены удельные расходы тепла для сушки
цементных сырьевых материалов при температуре отходящих га¬
зов 100° С. Приведенные данные могут использоваться для рас¬
чета сушильных барабанов [47Ь].
Рис. 4.3. Ячейковые устрой¬
ства в сушильных бараба¬
нах
92
Таблица 4.10.1. Удельный расход тепла в сушильных барабанах
Содержание влаги, %
5
10
20
Количество влаги на 1000 кг сухого
53
III
250
Влажность, %
вещества-1000 ,
100%-ная влажность
кг
Затраты тепла на 1 кг испарившей¬
1480
1200
1060
ся влаги, ккал
к. п. д., %
40,0
49,6
56,5
Расход энергии при эксплуатации сушильных барабанов со¬
ставляет около 1,5—2 кВт-ч на 1 т просушиваемого материала
без учета привода вентиляторов.
4.11. Тепловой баланс сушильного барабана
Тепло, поступающее в сушильный барабан, распределяется
следующим образом, %:
расход тепла на испарение влаги (полезная работа) 50
расход тепла на нагревание водяных паров до выходных температур . 5
потери тепла с отходящими газами 12
расход тепла на нагревание просушиваемого материала 15
потери тепла на излучение в сушильном барабане, топке и т. д. . . . 18
Всего Ю0
Таким образом, к. п. д. сушилки составляет 50%, т. е. только
50% тепла, поступающего в сушильный барабан, превращается в
полезную работу; остальное составляют потерн. Такое соотноше¬
ние имеет место при влажности материала, равной 10%. При бо¬
лее высокой влажности к. п. д. сушилки может возрасти до 55%,
4.12. Удельный паросъем
Работа сушильного барабана характеризуется удельным па-
росъемом, который определяется количеством влаги, удаляемой
из материала в 1 ч в 1 м3 объема цилиндра. Эту величину также
называют интенсивностью испарения; она зависит от физических
свойств материала, гранулометрического состава, вида влаги,
начальной и конечной влажности, температуры газов, а также от
конструктивных особенностей сушилки.
Паросъем в сушильных барабанах без внутрибарабанных ус¬
тройств составляет 10—15 кг/(м3-ч), при установленных пересы-
пателях—25—30 кг/(м3-ч), а при ячейковых устройствах—40—
50 кг/(м3-ч).
4.13. Производительность сушильных барабанов
В табл. 4.13.1 приведена производительность сушильных ба¬
рабанов с ячейковыми устройствами при сушке известняка, мер¬
геля и глины с влажностью 10 и 20%.
93-
Таблица 4.13.1. Производительность сушильных барабанов
Размеры сушильного барабана I Влажность материала 10% I Влажность материала 20%
№
<и 5
а
С- се и
>> с К
в * *
a to
2 о sr
й лЧ
<0 ~ U
§ 5 *
is
С *-
<5 2^
3 <у й*
SJ •
5 w S
*» О С,
ЧмТТ
с а
Я „
5SS-
с ч *
о £0
S
о о sr
и о
nsb
я л я
о ч
О. V
с н
s г
Г
О О СО О) (О
— СО СЧ со
*о со со сч сч
о о о о о
О ^ О 00 о
oo to © о
^ сч со
о о о о о
О О О о о
о сч ю rt4 о
W ^ N О 1Л
N. rf4 N- N- CD
ю rf4 со сч сч
So о о о
40 О N- О
05 N СО со
•И м со
о о о о о
о о о о о
Ю Ю о N. О
05 N- со со
— см со
00 СЧ CD ч* N.
CM xf со сч
О О о о о
о о о о о
о о о о о
о ^ со м ^
сч сч
о о о о о
О О О о о
О rf4 ос см со
сч сч
*
о?
X
ь
а
£
СО 05 05 со
05 05 ч*4 00 N.
со сч сч — —
т*4 О О О О
О 'Т ^ со о
со о « ю сч
— ~ сч
о о о о о
сч о о о о
«О СЧ N. 05 о
—< со Ю N.
05 СО Ю Ю N.
со со 00* ~ 05
^ со сч N
сч о о о о
ТГ* СЧ О о о
со N СО 00 Ю
< сч
о о о о о
сч о о о о
rf4 сч о о о
со N- со 00 Ю
<—< — сч
СО W О ^ N
СЧ ^f4 со сч
о о о о о
о о о о о
о о о о о
О Tf СО м 't
сч сч
о о о о о
о о о о о
О rf4 00 СЧ со
«ч - сч сч
rf4 rf4 СО 05 сО
СО 05 со сч сч
СЧ —
СО о о о о
О СЧ СО 00 о
СЧ N О СО
о о о о о
со о о о о
О ч 00 ТС о
1 сч со ю со
00 N со со ^
.. © «•
05 СЧ 05 ^ 00
СЧ СЧ Ч — *-ч
СЧ О О О Q
СО 05 00 сч о
СЧ rf4 ос СЧ N-
о о о о о
СЧ о о о о
СО 05 00 сч о
СЧ ^ со СЧ N-
00 СЧ СО Tt- N.
Сч Tt4 00 сч
О О О О Q
О О О О о
о о о о о
О rf4 00 сч ^
« - " сч сч
о о о о о
о о о о о
О rJ4 ос сч СО
« ^ ^ сч сч
л
й
си
X
X
*5
U,
£4
На рис. 4.4 показана сушильная установка, включающая су¬
шильный барабан для сушки очень влажного сырья и печной аг¬
регат с двухветвевым теплообменником системы «Гумбольдт»;
клинкер охлаждается на колосниковой решетке при полном ис¬
пользовании тепла, отходящего от обоих агрегатов.
Рис. 4.4. Сушильный барабан
для сушки сырья в сочетании с
двухбашенным теплообменни¬
ком фирмы «Гумбольдт» и ко¬
лосниковым холодильником
для клинкера. Достигается
полное использование тепла,
отходящего от обоих агрега¬
тов, при сушке сырья очень
высокой влажности
ГП
4.14. Топливо
В качестве топлива при сушке цементных сырьевых материа¬
лов могут использоваться уголь и жидкое и газообразное топли¬
во. Сушильные барабаны могут также нагреваться отходящими
газами вращающихся печей или горячим воздухом из колосни¬
кового холодильника для клинкера. При совместной работе вра¬
щающейся печи, клинкерного холодильника и сушильного бара¬
бана снижаются затраты на топливо, но усложняется эксплуа¬
тация установки. С другой стороны, часто высказывается
мнение, что при современном уровне планирования и техники
управления совместная эксплуатация нескольких агрегатов
безопасна и проста. Современное положение в энергетике требу¬
ет параллельной работы нескольких энергосистем. При такой
эксплуатации удается экономить средства по крайней мере на
одну пылеулавливающую установку.
Для сжигания угля применяют топки с горизонтальными ко¬
лосниковыми решетками, автоматические колосниковые топки и
пылеугольные топки.
Применяется и газовое топливо, но преимущественно для
воздухоподогревателей.
95
4.15. Перемещение материалов в сушильном барабане
Продолжительность прохождения частиц материала через
цилиндрический барабан определяется по формуле «Бюро оф
Майнз», США [48]:
1,77 lV Q
t = F,
pan
где t — время прохождения материала, мин; I — длина сушилки, м; р — наклон
сушилки, град; d — диаметр сушилки, м; я — частота вращения, об/мин; 0 —
угол естественного откоса сухого материала, град (этот угол для известняка
и глинистых компонентов составляет около 36°; таким образом, для практи¬
ческих расчетов можно принять 'УQ = ]/"зб=6); F—коэффициент, учитываю¬
щий сужения цилиндра; пересыпные и ячейковые устройства удлиняют время
прохождения материала через цилиндр вдвое, поэтому принимают F=2.
Пример 4.1. Дано: /=27,36 м, d=3,04 м, р = 3°, я=2 об/мин, 0=36°.
Определить продолжительность прохождения материала.
Решение:
1,77-27,36-6
t = 2 = 32 мин.
3-3,04-2
4.16. Совмещение сушки сырья с помолом
Характерной особенностью совмещения процесса сушки с по¬
молом является одновременное протекание (обычно в помоль¬
ном агрегате) двух различных процессов. Часто вспомогатель¬
ное оборудование помольного цикла используется также и для
организации сушки с целью повышения ее эффективности. Рас¬
ход тепла при этом остается примерно таким же, как в сушиль¬
ных барабанах.
Необходимо подчеркнуть, что сушка производится во время
измельчения, что улучшает теплообмен. В противоположность
этому при сушке в сушильных барабанах в кусках породы иног¬
да остается капиллярная влага.
Количество тепла, подаваемое в мельницу, может быть сни¬
жено благодаря выделению дополнительного тепла при помоле
(см. разд. 10.6).
Во многих странах при совмещении сушки сырья с помолом
широко используют тепло отходящих газов вращающихся печей
или клинкерных холодильников. Температура отходящих газов
относительно невелика. При повышенной влажности требуется
■большее количество отходящих газов или применение высоко¬
температурных газов.
Использование отходящих газов требует применения мель¬
ниц с большими поперечными сечениями и увеличенным диамет¬
ром цапфовых подшипников, что особенно важно для гравита¬
ционных мельниц и мельниц «Доппельротатор» фирмы «Полизи-
ус». В последних в помольной камере предусмотрена зона под¬
сушки с подъемными планками («лифтерами»).
Поперечные сечения роликовых мельниц Лёше, Пфейфера и
Раймонда, а также двойных роликовых мельниц «Полизиус» до¬
■96
статочны для пропуска таких газов. Кроме того, включенные в
цикл помола молотковые дробилки, ударно-отражательные
мельницы и в большинстве случаев сепараторы также использу¬
ют для сушки обрабатываемого материала.
При расчете количества отходящих газов из сушильно-по¬
мольной установки следует учитывать:
1) количество водяного пара, образующегося из влаги мате¬
риала;
2) расход тепла на испарение; по практическим данным —
1250 ккал/кг воды;
3) количество горячих газов, соответствующее требуемому
расходу тепла.
Водяной пар из влаги сырья и горячие газы образуют сум¬
марный объем газов, выделяющихся при сушке сырья, совмещен¬
ной с помолом. К этому следует добавить примерно 15% на под¬
сос наружного воздуха.
Объем отходящих газов следует уменьшить при приведе¬
нии к температуре газов, покидающих систему; эта температура
обычно составляет около 90° С.
Ниже представлено несколько работающих в замкнутом
цикле схем помольных установок с различным расположением
потока горячих газов по отношению к просушиваемому мате¬
риалу.
4.16.1. Совмещение сушки с помолом в трубных мельницах.
На рис. 4.5 показана установка для помола в замкнутом цикле
с сушкой сырья в мельнице. Для повышения производительности
сушки в мельнице предусмотрена камера предварительной суш¬
ки, расположенная перед помольной камерой. В камере предва¬
рительной сушки установлены подъемные планки, но нет мелю¬
щих тел. Камера предварительной сушки отделена от помольной
камеры межкамерной перегородкой. Обе цапфы мельницы слу¬
жат для подачи и выхода материала и сушильных газов. По
данным фирмы «Гумбольдт-Ведаг», специально увеличенные
цапфы или опорные подшипники трубных мельниц с сушильны¬
ми камерами позволяют утилизировать большие количества га¬
зов. В сдвоенных сушильно-помольных установках (тандемах)
создаются условия для пропуска любых количеств газа, так как
размеры пневматической системы не зависят от размеров мель¬
ниц (рис. 4.5—4.8, 4.11 и 4.12; фирма «Гумбольдт-Ведаг», Кёльн,
ФРГ).
На рис. 4.6 показана сушильно-помольная установка, где
предварительная сушка осуществляется в специальном трубо¬
проводе, в который подается сырье. Часть горячих газов посту¬
пает в трубопровод предварительной сушки, другая часть — в
мельницу. Крупные частицы попадают непосредственно в пита¬
тельную линию мельницы; мелкие частицы выносятся наверх
струей горячих газов и одновременно просушиваются, оседают
в циклоне и затем подаются в мельницу. В такой установке до¬
7—394
97
стигается более высокая производительность, чем в установке,
показанной на рис. 4.5.
Схема установки, показанной на рис. 4.7, аналогична пред¬
ставленной на рис. 4.6, но перед мельницей помещена ударно-
Рис. 4.5. Помольно-сушильная ус¬
тановка с камерой предвари¬
тельной сушкн в мельнице
У —загрузка; 2 — горячие газы; 5—вен¬
тилятор; 4 — готовый продукт
Рнс. 4.6. Помольно-сушильная ус¬
тановка с трубопроводом предва¬
рительной сушки
/ — загрузка; 2— горячие газы; 3—вен¬
тилятор; 4 — готовый продукт
Рис. 4.7. Помольно-сушилы/ая ус¬
тановка с предварительной суш¬
кой в ударно-отражательной мель¬
нице
1 — загрузка; 2 — горячие газы; 3—вен¬
тилятор; 4—готовый продукт
Рис. 4.8, Помольно-сушильная ус¬
тановка с сушкой в молотковой
дробилке, воздушном сепараторе
и мельнице
1 — горячие газы; 2 —загрузка; 3—вен¬
тилятор; 4 — готовый продукт
отражательная дробилка. Эта установка предназначена для
дробления крупных частиц ударными воздействиями с исполь¬
зованием полезного эффекта от совмещения сушки с дроблени¬
ем, описанного в разд. 4.17. Такая установка обеспечивает эф¬
фективную сушку материала; однако повышение эффективности
сушки должно быть сбалансировано стоимостью изношенных
98
стальных деталей ударно-отражательной дробилки и энергоза¬
тратами на дробление.
На рис. 4.8 показана сушильно-помольная установка, в кото¬
рой предварительная сушка производится в ударно-отражатель¬
ной дробилке, а основная сушка — в воздушном сепараторе.
Частично сушка осуществляется также в ковшовом элеваторе.
Использование ковшовых элеваторов в качестве вспомогатель¬
ного оборудования для сушки сырья нашло широкое распрост¬
ранение на американских цементных заводах. Мельницу питают
через воздушный сепаратор, откуда крупный материал поступа¬
ет в мельницу. В мельнице предусмотрена промежуточная вы¬
грузка материала. Если сушка производится только в воздуш¬
ном сепараторе, то начальная влажность сырьевого материала
должна быть не выше 6%. Обогрев дробилки и ковшового эле¬
ватора позволяет использовать сырье с начальной влажностью
На рис. 4.9 показана система помола с предварительной
сушкой и дроблением фирмы SKET/ZAB, Дессау и Магдебург
Особенность этой системы состоит в том, что ударно-отража¬
тельная дробилка-сушилка, из которой в трубную мельницу
подается большая часть загружаемого материала, связана с се¬
паратором и наружным вентилятором. Поэтому газ, отходящий
от ударно-отражательной дробилки-сушилки и содержащий
500—800 г/м3 пыли, легко очистить, не оказывая влияния на
процесс сепарации. В настоящее время сконструированы такие
помольные установки производительностью до 320 т/ч сырьевой
шихты при помоле до 12—15% остатка на сите с величиной от¬
верстий 0,09 мм (4900 ячеек/см2). Трубные мельницы, применя¬
ющиеся в таких помольных установках, имеют сменную броне-
футеровку и состоят из одной камеры с малой величиной отно¬
шения L/D. В зависимости от влажности сырья в ударно-отража¬
тельной дробилке-сушилке расходуется 60—70% отходящих
газов, подогревателя. При этом влажность сырья может быть сни¬
жена до 6%. Остальное количество газов при необходимости
Рис. 4.9. Помольно-сушильная установка с
предварительной сушкой и первичным
дроблением в ударно-отражательной мель¬
нице (система SKET/ZAB, ГДР)
I — трубная мельница; 2 — ударно-отражательная
мельница-сушилка; 3 — сепаратор с выносным
вентилятором; 4 — воздушно-проходной сепара¬
тор; 5 — загружаемый материал; 6 — сушильные
газы; 7— трубопровод к обеспыливающей уста¬
новке; 8 — готовый продукт
до 8 %.
(ГДР).
7*
99
может быть пропущено через трубную мельницу и центробеж¬
ный сепаратор с помощью вентилятора. Опыт эксплуатации
такой помольной установки подробно описан в работе [48с].
4.16.2. Сушка в воздушных сепараторах. Одним из распрост¬
раненных в США способов сушки сырья в процессе помола яв¬
ляется сушка в воздушных сепараторах. Схема такой установки
представлена на рис. 4.10. Здесь сырье высушивается до влаж¬
ности 6—8%. Применяют только высокотемпературные (около
Рис. 4.10. Помольно-сушильная установка с сушкой в воз¬
душном сепараторе
/—воздухонагреватель; 2 — пылеосадителъ; 3 — загрузка; 4 — го¬
товый продукт
550° С) горячие газы, образующиеся при сжигании жидкого топ¬
лива или природного газа. Температура газов на выходе из се¬
паратора составляет около 90° С. Количество газа, проходящего
через сепаратор, ограничивается его гидравлическим сопротив¬
лением (100—150 мм) и требуемой надежностью работы; этими
же факторами, ограничивается производительность данного
способа сушки сырья.
Расход воздуха в сепараторах. Изготовляемые в США сепа¬
раторы характеризуются величинами расхода воздуха при суш¬
ке сырьевого материала, приведенными в табл. 4.16.2.1.
Значения, приведенные в табл. 4.16.2.1, должны учитываться
при расчете производительности сушки в воздушных сепарато¬
рах. То же относится к расчету пылеулавливающих устройств.
Горячие газы не попадают в мельницу, поэтому влажные
куски материала вначале подаются в воздушный сепаратор, где
происходят их сушка и сортировка. Загрузка воздушного сепа¬
ратора крупнозернистым материалом приводит к значительному
износу лопастей сепаратора.
4.16.3. Совмещение сушки с помолом в мельницах с пневмо¬
транспортом. На рис. 4.5—4.10 показаны циклы помола с гра-
100
Таблица 4.16.2.1. Расход воздуха в воздушных сепараторах (США)
Диаметр воздуш¬
ного сепаратора, м
Производительность
(10—20% остатка на
сите с числом ячеек
6400 на 1см8), т/ч
Мощность двигателя
воздушного сепа¬
ратора, л. с.
Максимальный рас¬
ход воздуха прн
температуре выходя¬
щего воздуха 93°С,
м’/мин
4,25
30
75
450
4,85
65
125
765
5,50
ПО
300
ИЗО
6,00
180
400
1700
6,70
270
550
2265
7,30
360
750
2830
витационной выгрузкой и ковшовым элеватором для подъема
циркулирующего материала. На рис. 4.11 и 4.12 показаны агре¬
гаты с пневмотранспортом, на которых подъем циркулирующе¬
го материала осуществляется пневматическим способом. Преи¬
мущество таких мельниц заключается в возможности утилиза¬
ции большого количества горячих отходящих газов: около
2,2—2,9 кг газа на 1 кг материала. При этом удельный расход
энергии в агрегатах с пневмотранспортом примерно на 10—12%
выше, чем в агрегатах, работающих в замкнутом цикле с ковшо¬
вым элеватором [48а]. Условием высокой эффективности из¬
мельчения является введение в мельницу оптимального количе¬
ства горячих газов.
Байпасное устройство позволяет контролировать количество
газа для управления процессом.
В схеме помола, показанной на рис. 4.11, воздушная струя
выносит измельченный продукт из мельницы и поднимает его
вверх — вначале к сепаратору гравитационного типа, а затем к
циклону, что позволяет отделить тонкую фракцию от газа.
Для помола сырьевых материалов с высокой влажностью
применяется сушильно-помольная установка с пневмотранспор¬
том, схема которой показана на рис. 4.12.
Для подсушки сырье подают в трубопровод предварительной
сушки, расположенный вне мельницы; поэтому в мельницу по¬
падает только подсушенное сырье. Для вторичной сушки в мель¬
ницу подают лишь небольшое количество горячих газов. Для до¬
стижения необходимой эффективности сушки и помола макси¬
мальный размер зерен загружаемого материала не должен пре¬
вышать 15 мм. Однако сырьевой материал высокой влажности
трудно измельчить до такого размера.
Скорость воздуха в установках с пневмотранспортом равна
3—4 м/с, а в подъемном трубопроводе после мельницы — 25—
35 м/с. Содержание твердых частиц в трубопроводе после мель¬
ницы составляет 250—500 г на 1 м3 газа. Вентилятор мельницы
должен создавать статический напор 55—65 мбар.
101
Капитальные затраты на мельницу с пневмотранспортом
обычно ниже, чем на установку, работающую в цикле с ковшо¬
вым элеватором и воздушным сепаратором.
Рис. 4.11. Помол, совмещен¬
ный с сушкой в мельнице с
пневматической транспорти¬
ровкой продукта помола
/ — загружаемый материал; 2—го¬
рячий газ; 3 — готовый продукт;
4 _ трубопровод к фильтру
Рис. 4.12. Мельница с предва¬
рительной сушкой в подъем¬
ном трубопроводе и пневмати¬
ческой транспортировкой ма¬
териала
1 — загружаемый материал; 2— го¬
рячие газы; 3 — готовый продукт;
4 — трубопровод к фильтру
Рис. 4.13. Валковая мельница в составе помольно-сушильной установки
7— мельница; 2 — ленточный весовой дозатор; 3 — бункер сырьевого материала; 4 —
воздухонагреватель; 5 — смесительный регулятор для подачи свежего воздуха; 6 — про¬
межуточный вентилятор; 7 — циклон первой стадии; 8 — дроссельный клапан; 9 — пыле¬
улавливающий фильтр; 10 — горячие газы (отходящие газы вращающейся печи или от¬
ходящий воздух клинкерного холодильника); 77 — выгрузка сухого размолотого мате¬
риала
4.16.4. Совмещение сушки с помолом в роликовых мельницах.
Роликовые, или валковые мельницы (мельницы Лёше, MPS,
фирмы «Полизиус» и др.) применяются в основном в сушильно¬
помольных установках. Роликовые мельницы описаны в гл. 13.
На рис. 4.13 показана рабочая схема роликовой мельницы,
используемой в составе сушильно-помольной установки.
102
Ниже приведена техническая характеристика сушильно-по¬
мольной установки, показанной на рис. 4.13 [48Ь]:
Влажность сырья, % Ю
Производительность в пересчете на сухое вещество, т/ч 115
Выделение влаги, т/ч 11,5
Крупность зерен загружаемого материала, мм 25
Тонкость помола:
остаток на стандартном сите с ячейкой 0,09 мм, % 14
Горячие печные отходящие газы:
количество, м3/мин 2833
температура, °С 285
влажность, % по объему 8
Количество воздуха для разбавления, м3/мин 0
Газ из воздухоподогревателя:
количество, м3/мин 586
температура, °С 505
затраты тепла, ккал 5,4-10®
Количество циркулирующего газа, м3/мин 0
Газ на входе в мельницу:
количество, м3/мин 4465
температура, °С 345
Газ на входе в циклон:
количество, м3/мин 3255
температура, °С 100
содержание пыли, г/м3 550
Газ на входе в пылеулавливающий фильтр:
количество, м3/мин 3255
влажность газа, % по объему 9,5
точка росы, °С 40
содержание пыли, г/м3 120
Удельный расход электроэнергии, кВт-ч/т:
в мельнице 5,1
в вентиляторе 5,0
в дополнительных устройствах 0,2
Всего 10,3
4.16.5. Вихревая сушилка. В отличие от сушильного бараба¬
на корпус вихревой сушилки представляет собой неподвижный
стальной воздухонепроницаемый цилиндр с круговым или эл¬
липтическим сечением. В нижней части корпуса сушилки уста¬
новлены два вращающихся вала с лопастями. Вращающиеся
лопасти разбрасывают просушиваемый материал в потоке горя¬
чего газа. При этом большая площадь поверхности материала
соприкасается с горячими газами, что приводит к ускорению
процесса теплопередачи. Кроме того, вращение лопастей обес¬
печивает перемещение материала к выходу из сушилки с задан¬
ной скоростью. Горячие газы удаляются вытяжным вентилятором.
Просушиваемый материал и горячие газы движутся в одном на¬
103
правлении. В вихревых сушилках могут просушиваться цемент¬
ные сырьевые материалы всех видов.
На рис. 4.14 приведена схема вихревой сушилки типа «Ха-
цемаг».
В вихревых сушилках в качестве сушильного агента могут
использоваться горячий воздух из воздухоподогревателей и ко¬
лосниковых клинкерных холодильников и отходящие газы вра-
/ — загрузка материала; 2 — подача горячего газа; 3 — выход газа; 4 — выгрузка мате¬
риала
щающихся печей. Температура газов, поступающих в сушилку,
не должна превышать 600° С.
Количество газа, расходуемое в вихревых сушилках, состав¬
ляет около 2 м3/кг загружаемого материала.
Расход тепла на сушку гранулированных водой доменных
шлаков от исходной влажности 20% до конечной влажности
0,25% равен 943 ккал/кг влаги.
Вихревые сушилки имеют следующий тепловой баланс, %:
расход тепла ка испарение влаги (полезная работа) 68,5
потери на излучение через корпус сушилки 6,0
потери тепла с отходящими газами 14,5
расход тепла на нагревание просушенного материала 11,0
Всего 100
Следовательно, к. п. д. вихревой сушилки составляет 68,5%.
Такой результат действителен при влажности загружаемого ма¬
териала 20%.
104
Таблица 4.16.5.1. Технические характеристики вихревых сушилок
фирмы «Хацемаг» (ФРГ)
Марка
Испарение влаги, кг/ч
Мощность, кВт
ASS3
2800
30—50
ASS4
4000
40—60
ASS5
5000
40—80
ASS6
6500
60—100
ASS7
12000
60—120
ASS8
20000
80—200
В табл. 4.16.5.1 приведены характеристики вихревых суши¬
лок фирмы «Хацемаг», Е. Андреас (Мюнстер, Вестфалия, ФРГ).
4.16.6. Применение мельниц типа «Аэрофол» в качестве су¬
шильно-помольных установок. Мельницы типа «Аэрофол» при¬
меняются в основном для гравитационного помола при обогаще¬
нии руд, однако в последние годы получают все большее рас¬
пространение в цементной промышленности, особенно для сов¬
мещения сушки цементных сырьевых материалов с помолом.
Мельница типа «Аэрофол» представляет собой короткую
трубную мельницу большого диаметра. Отношение диаметра к
длине составляет примерно 5:1.
Внутри мельницы типа «Аэрофол» установлены подъемные
лопасти и отражатели. Лопасти предназначены для подъема раз¬
малываемого материала на максимальную высоту, достаточную
для дробления кусков при падении.
У торцовых стенок мельницы установлены отражатели, обес¬
печивающие перемещение размалываемого материала и мелю¬
щих тел к центру мельницы и более плотное ее заполнение.
Мельница типа «Аэрофол» загружается через одну из двух
пустотелых цапф. Отношение крупности зерен загружаемого
материала к размолотому составляет от 100: 1 до 1000: 1.
Размолотый материал выносится газовой струей, скорость
которой устанавливается в соответствии с требуемой крупно¬
стью зерен. Газ поступает в мельницу через цапфу, охватывает
размалываемый материал и выходит через противоположную
цапфу в следующий технологический агрегат. В подключенных
циклонах и сепараторах происходит классификация материала
по размеру зерен. Слишком крупные зерна снова возвращаются
в мельницу или измельчаются в шаровой мельнице до необхо¬
димого размера; этот дополнительный помол иногда не требу¬
ется.
При помоле цементных сырьевых материалов не удается
полностью обойтись только процессом самоизмельчения. Прихо¬
дится применять мелющие тела, количество которых по объему
должно соответствовать степени заполнения мельницы пример¬
105
но 6%. При наличии мелющих тел в нужном количестве лучше
протекает процесс ударного измельчения материала.
Степень заполнения мельниц самоизмельчения материалом
составляет от 20 до 34%.
Частота вращения мельниц самоизмельчения составляет при¬
мерно 75% критической. Однако часто применяют и более высо¬
кую частоту. Например, мельница «Аэрофол» диаметром 8,25 м
вращается с частотой 84% от критической.
рофол»
/ — питание мельницы; 2 — воздухонагреватель; 3 — мельни¬
ца «Аэрофол»; ■# —крупнозернистый материал; 5 — мелко¬
зернистый материал; 6 — пылеулавливающий фильтр;
7 — подъемные лопасти
Износ мелющих тел при помоле цементной сырьевой смеси
составляет около 30 г/т пропускаемого материала, а износ бро¬
невых плит —около 6 г/т. Максимальный размер кусков загру¬
жаемого материала равен 250 мм; размер зерен после помола не
превышает 0,3 мм.
Мельница типа «Аэрофол» диаметром 8,25 м, длиной 1,86 м
с подключенной мельницей для тонкого помола позволила при
питании материалом влажностью 15% в количестве 200 т/ч по¬
лучить 170 т/ч сухого молотого материала [49]. Расход тепла
на сушку составляет 1660 ккал/кг воды. Тепло доставляют в ос¬
новном отходящие газы вращающихся печей и воздух из клин¬
керных холодильников; только 20% тепла подводится дополни¬
тельно. Половина материала, размолотого в мельнице «Аэро¬
106
фол», имеет тонкость помола 1 % остатка на сите 0,2 мм (900
ячеек/см2) и 16% остатка на сите 0,09 мм (4900 ячеек/см2).
Другая половина размалываемого материала представляет со¬
бой крупку, которая доводится до нужной дисперсности в мель¬
нице тонкого помола. Гидравлическое сопротивление всей систе¬
мы составляет около 500 мм вод. ст., в том числе 280 мм вод. ст.
приходится на мельницу типа «Аэрофол».
На рис. 4.15 показана технологическая схема сушильно-по¬
мольной установки типа «Аэрофол». Мощность, потребляемая
двигателями установки, равна, кВт:
мельница типа «Аэрофол» 1100
мельница тонкого помола 1150
вентилятор мельницы «Аэрофол» 780
аспирациоииый вентилятор клинкерного холодильника 200
вентилятор фильтра пылеудаления 350
Всего 3580
Расход энергии составляет 3580 кВт-1 ч=3580 кВт-ч, а
удельные затраты энергии равны 3580 кВт-ч/200 т=17,9 кВтХ
Хч/т загружаемого материала или 3580 кВт-ч/170 т=21,0 кВтХ
Хч/т сырьевой смеси.
Следует принимать во внимание, что мельница «Аэрофол»
используется для вторичного дробления, предварительного по¬
мола и сушки материала. Расход воздуха составляет 2—3 м3/кг
размалываемого материала. Скорость воздуха в мельнице рав¬
на 3 м/с, а скорость воздуха в трубопроводе за мельницей зави¬
сит от гранулометрического состава материала и находится в
интервале 15—25 м/с.
4.17. Совмещение сушки и вторичного дробления сырья
Ударно-отражательные дробилки позволяют получить высо¬
кую степень измельчения (от 60 до 80) в зависимости от твер¬
дости сырья. Непрерывное дробление зерен обеспечивает посто¬
янный рост поверхности материала и благоприятные условия
для теплопередачи. Ротор придает потоку газа, проходящему
через дробилку, турбулентный характер, что приводит к улуч¬
шению контакта между газом и материалом.
Благоприятные условия теплопередачи позволяют работать
с относительно низким температурным градиентом. Сырьевые
материалы с исходной влажностью до 6% могут просушиваться
отходящими газами вращающихся печей или аспирационным
воздухом клинкерных холодильников с температурой 250—
350° С. При исходной влажности материала до 12% температу¬
ра горячих газов должна равняться 400—750° С. В этом случае
следует применять подогрев отходящих газов или воздуха [50].
При применении горячих газов с температурой около 800°С и
дробилки с двойным ротором появляется возможность сушки и
107
дробления пластичных и налипающих материалов с начальной
влажностью 25—30%- Питание и выгрузка материала из ударно¬
отражательной дробилки производятся через двойные маятнико¬
вые затворы, чтобы избежать подсоса наружного воздуха.
На рис. 4.16 показаны схемы трех ударно-отражательных
дробилок с сушильным оборудованием. В табл. 4.17.1 приведе¬
ны технические характеристики сушилок-дробилок ударно-отра¬
жательного действия фирмы «Хацемаг» (Мюнстер, Вестфалия,
ФРГ).
Таблица 4.17.1. Технические характеристики сушилок-дробилок
ударно-отражательного действия фирмы «Хацемаг.» (ФРГ)
Тип1
Производи¬
тельность,
т/ч
Испаре¬
ние
влаги,
т/ч
Расход теп¬
ла, ккал/ч
Масса,
кг
Максимальный
линейный размер
кусков загружа¬
емого материа¬
ла2, мм
Однороторная кон¬
струкция;
0,45
1 850
APT 0
1—3
450 000
100
APT 1
3—6
0,75
800 000
2 900
150
APT 2
6—15
1,40
1 500 000
4 900
150
APT 3/100S
15—25
2,00
2 200 000
8300
200
APT 3/200S
50—80
4,00
4 500 000
19700
200
APT 4
25-40
3,00
3 500 000
13 600
250
APT 4Br
40—60
4,70
5000 000
15 600
300
APT 4/80
50—80
7,00
7 500 000
23 500
300
APT 6
80—150
12,00
13 000 000
38000
400
APT 6Br
120—200
20,00
22 000 000
60 000
400
APT 7/225S
150—250
25,00
27 500 000
120 000
600
APT 7/300S
200—300
32,00
35 000 000
140 000
800 -
Двухроторная
конструкция;
8,00
9 000 000
31 000
APT 4/11
25—80
400
APT 4/Br/II
40—100
12,00
13 000 000
39 000
400
APT 4/80/11
80—150
16,00
17 000 000
49 000
500
APT 6/11
100—180
20,00
21 000 000
64 000
600
APT 6Br/Il
180—260
26,00
28 000 000
102 000
600
APT 7/225 II
250—400
56,00
58000 000
190 000
800
APT 7/300 II
300—600
70,00
75 000 000
215 000
800
1 При обычных условиях сушки и дробления.
2 В зависимости от типа двойного маятникового затвора на входе материала.
Удельный расход тепла на сушку в ударно-отражательных
сушилках-дробилках в зависимости от влажности сырьевого
материала составляет от 950 до 1100 ккал/кг испаряемой влаги.
4.18. Сушильно-помольная установка
Эта новая система (фирма «Индустрианлаген, Гумбольдт-
Ведаг») (см. также рис. 4.26) до настоящего времени применя¬
108
лась для сушки сырьевых материалов с влажностью до 15%,
производительность установки достигает 350 т/ч.
В помольно-сушильной установке ударно-отражательная мо¬
лотковая дробилка работает совместно с короткой трубной мель¬
ницей, оборудованной пневмотранспортным устройством. Вмес¬
то колосниковой решетки в ударно-отражательной молотковой
дробилке выполнено сплошное днище. Материал, выходящий
Рис. 4.16. Схемы ударно-отражательных дробилок с сушкой
а — однороторная конструкция; б — то же, с колосниками; в — двухроторная конструк¬
ция
из ударно-отражательной дробилки и трубной мельницы, пнев¬
матическим способом подается в общий воздушный сепаратор.
Перед ударно-отражательной дробилкой куски сырьевого
материала размером до 100 мм поступают в камеру подсушки,
оборудованную двумя маятниковыми затворами и отражатель¬
ными плитами. Сушильный агент подают через верхнюю часть
камеры подсушки, длина которой зависит от влажности сырье¬
вого материала. Подсушенный сырьевой материал вместе с су¬
шильным агентом поступает в ударно-отражательную дробил¬
ку. Материал после первичного дробления фракции 0—10 мм
содержит в зависимости от своей размолоспособности от 15 до
35% зерен готового продукта, который выносится струей газа
через подъемный трубопровод в воздушный сепаратор и при этом
подвергается дополнительной сушке.
Зерна, оставшиеся после отделения мелких частиц, подают
в короткую однокамерную трубную мельницу с сортирующей
бронефутеровкой. Часть газового потока пропускают через труб¬
ную мельницу для вторичной сушки материала. После прохода
через разгрузочную решетку размолотый материал под напо¬
ром вентилятора мельницы направляется в подъемный трубо¬
провод и воздушный сепаратор. Установка укомплектована цик¬
лоном для осаждения сырьевой муки и вентилятором.
109
На рис. 4.17 показана схема двойной сушильно-помольной
установки (тандем «сушка — помол»).
На рис. 4.18 приведена часть конструкции двойной сушиль¬
но-помольной установки с камерой подсушки и питателем для
загрузки материала, подводом сушильного агента, ударно-отра¬
жательной молотковой дробилкой и разгрузочными устройства¬
ми дробилки и трубной мельницы.
Рис. 4.17. Двойная помольно-су¬
шильная установка («Тандем») с
предварительным дроблением и суш¬
кой в ударно-отражательной молот¬
ковой мельнице и подъемном трубо¬
проводе и помолом в трубной мель¬
нице
1 — горячие газы; 2 — загрузка; 3— удар-
но-отражательная молотковая мельница;
4 — трубная мельница; 5 — трубопровод к
фильтру; 6 — готовый продукт
Рис. 4.18. Ударно-отражатель¬
ная молотковая мельница в
двойной помольно-сушильной
установке «Тандем»
1 — двойной маятниковый клапан
для впуска воздуха; 2 — распреде¬
лительные заслонки; 3 — сушиль¬
ные газы; 4 — подъемная труба;
5 — колосник; 6 — газовый клапан;
7 — возврат воздуха от вентилятора
мельницы; 8 — разгрузочное устрой¬
ство трубной мельницы
Сырьевая смесь влажностью до 8% может просушиваться
отходящими газами запечного теплообменника. При влажности
до 15% требуется дополнительный подогрев воздуха или ис¬
пользуется горячий воздух из колосниковых холодильников.
4.19. Сушилка-мельница
Сушилка-мельница, называемая также молотковой мельни¬
цей ЕТ (фирма «Смидт», Копенгаген), предназначена для дроб¬
ления и сушки мягкого абразивного цементного сырья с высо¬
ким содержанием влаги, например глины, кека шламовых филь¬
тров и т.д. При температуре горячих газов на входе до 800°С
можно сушить сырьевые материалы с начальной влажностью
30% до конечной влажности 1%. Остаток на сите с величиной
отверстий 1 мм составляет после помола около 1%. На рис. 4.19
показано поперечное сечение молотковой мельницы ЕТ.
110
В молотковой мельнице ЕТ предусмотрены закрытое днище
и сепарационная камера. Тем самым повышается продолжитель¬
ность нахождения материала в молотковой мельнице и обеспе¬
чивается высокая степень сушки и измельчения, достигающая
1 : 100 и более. По данным изготовителей, удельные энергозат¬
раты в молотковой мельнице ЕТ составляют от 3 до 6 кВт-ч/т
и достигают максимума при помоле пластичных материалов.
Окружная скорость молотков составляет 25—35 м/с.
Рис. 4.19. Поперечный разрез ударно-отражательной
сушилки-мельницы (молотковая мельница ЕТ)
/—дробящие ролики; 2 ~ выравнивающие валки; 3— вращаю¬
щиеся грабли; 4 — опора с месдозой; 5 — отражательная пли¬
та; 6 — молотковый ротор
На приведенных ниже технологических схемах показаны ти¬
пичные способы применения сушилок-мельниц фирмы «Смидт».
Согласно рис. 4.20 сырьевой материал обрабатывается толь¬
ко в сушилке-мельнице. Технологическая схема этой установки
довольно проста.
В технологической схеме, показанной на рис. 4.21, сырьевой
материал из сушилки-мельницы воздушным потоком переносит¬
ся в сепаратор. Отсюда крупка подается в шаровую мельницу,
а мелкие зерна через циклон и электрофильтр поступают в си¬
лос. При необходимости для улучшения сушки материала шаро¬
вая мельница может продуваться горячим воздухом.
По схеме, представленной на рис. 4.22, ведут раздельную
подготовку двух сырьевых компонентов. Компонент А с высокой
влажностью сушат и измельчают в сушилке-мельнице, обогре¬
ваемой отдельным воздухоподогревателем. Компонент В с низ¬
кой влажностью после первичного дробления подается в шаро¬
вую мельницу с пневмотранспортом (фирма «Смидт», тип «Ти-
111
Рис. 4.20. Технологическая схе¬
ма ударно-отражательной дро¬
билки-сушилки фирмы «Смидт»
1 — сырьевая смесь; 2 — горячий
воздух; 3 — ударно-отражательная
дробилка-сушилка; 4— пылеотдсли-
тель; 5 — готовый материал
Рис. 4.21. Ударно-отражатель¬
ная дробилка-сушилка фирмы
«Смидт» в сочетании с шаро¬
вой мельницей, воздушным се¬
паратором и циклоном
/—5 —см. рис. 4.20; 6 — циклон;
7 — воздушный сепаратор; 8 — ша¬
ровая мельница «Тнракс» фирмы
«Смидт» с пневматической разгруз¬
кой материала
раке»), которая обогревается отходящими газами вращающейся
печи. Дальнейший путь материала такой же, как в описанной
выше технологической схеме. Обе системы горячих газов функ¬
ционируют независимо одна от другой, поэтому сушилка-мель¬
ница может работать и в том случае, когда вращающаяся печь
не эксплуатируется.
Рис. 4.22. Ударно-отражательная
дробилка-сушилка и мельница с
пневматической разгрузкой материа¬
ла для помола и сушки двухкомпо¬
нентной сырьевой смеси
1 — подача компонента сырьевой смеси А
2 —отходящие газы вращающейся печи
3 — ударио-отражательная дробилка-су
шилка фирмы «Смидт»; 4—электрофильтр
5 — выгрузка готовой сырьевой муки вен
лос; 6 — циклон; 7 — воздушный сепара¬
тор; 8— шаровая мельница «Тиракс» фир¬
мы «Смидт»; 9 — горячий воздух от воз¬
духонагревателя; 10—подача компонента
сырьевой смеси В
На рис. 4.23 представлена диаграмма производительности
сушилки-мельницы типа ЕТ фирмы «Смидт». Затененная пло¬
щадь диаграммы представляет область применения трех раз¬
личных конструкций ударно-отражательных сушилок-мельниц
ЕТ. Справа на диаграмме показана влажность сырьевого маге-
112
Рис. 4.23. Диаг¬
рамма произво¬
дительности (по
сухому материа¬
лу) ударно-отра-i
жательных дро¬
билок-сушилок ти¬
па ЕТ фирмы
«Смидт» в зави¬
симости от влаж¬
ности исходного
материала
I
Производительность, m/z
Рис. 4.24. Технологическая схема помольио-сушильиой ус¬
тановки с мельницей «Доппельротатор»
Рис. 4.25. Продольный разрез мельницы «Доппельрота-
тор» с камерой предварительной сушки
8—394
113
Пласкпость,
1
риала на входе в сушилку-мельницу, а слева приведен требуе¬
мый расход тепла в ккал/ч для достижения конечной влажности
3% при сушке горячими газами с температурой 800° С. На оси
абсцисс отложена производительность сушилки, т/ч, по сухому
материалу [87с].
4.20. Мельница «Доппельротатор»
На рис. 4.24 показана технологическая схема мельницы
«Доппельротатор» фирмы «Полизиус», представляющей собой
сушильно-помольную установку с камерой подсушки и двусто¬
ронней подачей сырьевого материала, крупки, а также горячих
газов; материал и газы удаляются в центре через выходные ре¬
шетки.
На рис. 4.25 показано продольное сечение мельницы «Доп¬
пельротатор». Вместе с потоком горячих газов влажный сырье¬
вой материал через цапфу мельницы попадает вначале в камеру
подсушки, где подъемные лопасти способствуют более полному
контакту материала с горячими газами. Из камеры подсушки
материал через щелевую перегородку с подъемными лопастя¬
ми попадает в камеру грубого помола, затем из централь¬
ного разгрузочного отверстия по пневматическому транспортно¬
му желобу и с помощью ковшового элеватора подается в воз¬
душный сепаратор. Крупные зерна, отделенные в сепараторе,
поступают в камеру тонкого помола. Однако часть крупных зе¬
рен отводится из сепаратора и смешивается со свежим материа¬
лом для улучшения его текучести при поступлении в камеру
подсушки.
Такие мельницы рассчитаны на высокую производительность
и, соответственно, пропуск большого количества газа. С этой
целью установлены подшипники диаметром до 3,4 м, имеющие
относительно небольшую ширину. Перегородки мельницы также
рассчитаны на пропуск большого количества газа. В настоящее
время эксплуатируются мельницы «Доппельротатор» диаметром
до 5 м и производительностью до 350 т/ч.
Мельница «Доппельротатор», показанная на рис. 4.25, име¬
ет диаметр 4,6 м при длине 17,25 м. Производительность мель¬
ницы составляет 270 т/ч сырьевой муки при 12%-ном остатке на
сите с ячейкой 0,09 мм (4900 ячеек/см2). Мельница имеет двой¬
ной периферийный привод с двумя двигателями мощностью по
1950 кВт каждый. Для открывания люка используется вспомога¬
тельный привод, установленный на одной из сторон основного
привода.
Сушка осуществляется отходящими газами от циклонного
теплообменника. Отдельный воздухоподогреватель служит для
запуска установки, а при необходимости — в качестве дополни¬
тельного источника тепла. С помощью дополнительного подо¬
грева в мельницах «Доппельротатор» можно сушить сырье с
влажностью до 14%. Если для сушки используются только от¬
U4
ходящие от теплообменника газы с температурой около 350° С,
то допускается начальная влажность до 8%. В мельницах «Доп-
пельротатор» количество отходящих газов может составлять от
1,4 до 1,5 м3/кг сырьевой муки.
Дозированные компоненты сырьевой смеси по герметичной
течке вместе с горячими газами через полый вал цапфы диамет¬
ром 2,8 м поступают в камеру подсушки. Размер частиц мате¬
риала, загружаемого в мельницу, составляет около 25 мм, одна¬
ко в мельницу могут загружаться и более крупные зерна.
Для предотвращения образования конденсата и удаления
остатков влаги в камеру тонкого помола подается горячий газ.
Диаметр обоих воздушных сепараторов равен 7,5 м.
Отходящие от мельницы газы выпускаются через централь¬
ные отверстия; по разгрузочной течке они поступают в воздуш¬
ный сепаратор диаметром 8 м, где осаждаются крупные зерна,
которые попадают в ковшовый элеватор. Затем отходящие газы
через ряд циклонов поступают в электрофильтр. Мелкозерни¬
стый материал от воздушного сепаратора, циклона и электро¬
фильтра отводится по общему пневматическому транспортному
желобу.
При производительности установки 270 т/ч готового материа¬
ла и тонкости помола, соответствующей 12% остатка на сите с
ячейками 0,09 мм, удельный расход энергии составляет
17,65 кВт-ч/т сырьевой муки. Содержание пыли в газе перед
электрофильтром равно 22 г/м3, что соответствует 8,8 т/ч сырье¬
вой смеси из электрофильтра. Из воздушного сепаратора выхо¬
дит в 1 ч около 165 т, а из циклона-—около 100 т мелкозернис¬
того материала.
Около 66% крупки из сепаратора поступает в камеру тонко¬
го помола, а 34% добавляется к исходному материалу. Общее
количество циркулирующего материала составляет примерно
350%. Остаточная влажность сырьевой муки равна 0,5% при
исходной влажности 7,7%.
Количество газов, отходящих от мельницы, равно 400 000 м3/
/ч; его транспортируют два вентилятора с разрежением 600 мм
вод. ст. при 87° С. Отходящие газы содержат водяной пар из
влаги сырьевой смеси в количестве 28000 м3/ч; кроме того, сле¬
дует учесть подсос системой наружного воздуха до 20%.
Скорость движения газа в камере грубого помола равна
7 м/с, а в камере тонкого помола — 2,5 м/с. Благодаря большому
диаметру подшипников и специальной конструкции межкамер-
ных перегородок потери тяги в мельнице относительно невели¬
ки и равны 290 мм вод. ст. [148а.1].
4.21. Расход энергии в различных сушильно¬
помольных системах
В табл. 4.21.1 приведены сравнительные данные о расходе
энергии в различных сушильно-помольных системах. Однако
8*
115
41
Таблица 4.21.1. Расход энергии в сушильно-помольных системах
(исходные данные: производительность 150 т/ч, влажность сырья 8%,
используется тепло отходящих газов)
Компоненты системы
Система с
пневмотран¬
спортом,
кВт
Система с ме¬
ханическим
транспортом
(ковшовым
элеватором),
кВт
Система
с ковшовым
элеватором
и молотковой
мельницей,
кВт
Система
сушилка —
дробилка.
кВт
Мельница
150X15,5 кВт-ч/т
2325
2325
—
—
Мельница
150X13,6 кВт-ч/т
—
—
2040
—
Мельница
150X12,4 кВт-ч/т
—
—
—
1860
Вентилятор 310 000 м3/ч
700
—
—
—
Вентилятор 226 000 м3/ч
—
380
380
—
Вентилятор 275 000 м3/ч
—
—
570
Ковшовый элеватор
_
50
50
—
Воздушный сепаратор
—
200
200
—
Ударно-отражательная
молотковая дробилка
150X1.2 кВт-ч/т
180
Молотковая мельница
150X1,0 кВт-ч/т
150
нельзя оценивать сушильно-помольные системы, приведенные
в табл. 4.21.1, только по удельному расходу энергии: для их
оценки требуется учесть ряд дополнительных факторов, напри¬
мер капитальные вложения, эксплуатационные затраты и т. д.
Расход энергии в ударно-отражательной молотковой дробил¬
ке в сушильно-помольной установке на 20% больше, чем в мо¬
лотковой мельнице с ковшовым элеватором и механическим
центробежным сепаратором. Это является результатом более
интенсивного предварительного дробления материалов в молот¬
ковой мельнице.
Необходимо, однако, принимать во внимание, что сушильно¬
помольную установку можно применять только в тех случаях,
когда затраты на восстановление износа молотковой мельницы
под абразивным воздействием материала не превышают опре¬
деленного уровня.
Фирмой «Бернутат» (Дюссельдорф, ФРГ) выпущены различ¬
ные сушильно-помольные установки с производительностью до
200 т/ч.
Сушильно-помольные установки с молотковыми мельницами
производительностью до 360 т/ч выпускает фирма «Гишман»
(ФРГ). Принцип действия различных сушильно-помольных уста¬
новок был описан Роквудом уже в 1938 г. в журнале «Рок про-
дактс», США [50а].
116
Мельницы «Доппельротатор», в меньшей степени подвержен¬
ные изнашивающему воздействию сырьевой смеси, к настояще¬
му времени выпущены фирмой «Полизиус» в количестве 400 шт.
с производительностью до 350 т/ч. .
Рис. 4.26. Помольно-сушильная установка «Тандем»
/ — трубопровод к вспомогательной трубе теплообменника; 2 — трубопровод от вентиля¬
тора теплообменника
На рис. 4.26 показано продольное и поперечное сечения су¬
шилки-мельницы («Тандем»), фирма «Индустрианлаген, Гум-
больдт-Ведаг», Кёльн (см. также рис. 4.17 и 4.18).
4.22. Пылеулавливание при сушке
4.22.1. Сушильные барабаны. Сушильные барабаны часто
устанавливают позади современных вращающихся печей с теп¬
лообменниками, что позволяет для очистки отходящих газов су¬
шильных барабанов использовать систему пылеулавливания
вращающихся печей. Унос пыли из сушильных барабанов зави¬
сит от свойств просушиваемого материала, типа внутрибарабан-
ных устройств и скорости сушильных газов.
Содержание пыли в неочищенном газе составляет от 40 до
90 г/м3. Максимальный диаметр частиц пыли равен около 0,15—
117
0,20 мм, а доля частиц с диаметром <0,01 мм составляет 20—
30%. На 1 кг просушиваемого материала требуется 1—2 м3 от¬
ходящих газов. Перед пылеуловителем температура отходящих
газов равна 110—140° С. Точка росы газов составляет 50—70° С.
В качестве первичных пылеуловителей часто применяют
циклоны. Основную часть пыли улавливают с помощью ткане¬
вых фильтров и электрофильтров. Степень очистки при примене¬
нии тканевых фильтров составляет 98,5—99,9%, а при примене¬
нии электрофильтров — 98—99,5%. Содержание пыли в очищен¬
ном газе при применении тканевых фильтров не превышает
0,1%, а при применении электрофильтров—0,5% количества пы¬
ли, содержащейся в газе перед фильтром.
4.22.2. Ударно-отражательные сушилки-дробилки. При при¬
менении ударно-отражательных сушилок-дробилок в неочищен¬
ном газе содержится большое количество пыли, что вызывает
необходимость проведения предварительного обеспыливания с
помощью циклонов. После первичной очистки отходящие газы
подвергаются дальнейшей очистке в тканевых фильтрах или
электрофильтрах.
4.22.3. Вихревые сушилки. В зависимости от производитель¬
ности вихревых сушилок в неочищенном газе может содержать¬
ся значительное количество пыли.
На 1 кг просушиваемого материала приходится 0,5—1,5 м3
отходящих газов. Температура отходящих газов перед пылеуло¬
вителями равна 100—140° С.
Точка росы газов 50—70° С; содержание пыли в неочищен¬
ном газе 50—250 г/м3; максимальный размер частиц пыли 0,2 мм.
Доля пылевых частиц размером менее 0,01 мм составляет
около 50—70%. Рекомендуется проводить первичное обеспыли¬
вание в циклоне. Для дополнительной очистки применяют тка¬
невые фильтры и электрофильтры. Достигается такая же сте¬
пень очистки, как после сушильных барабанов.
4.22.4. Сушильно-помольные установки. В сушильно-помоль¬
ных установках с мельницами и ковшовыми элеваторами на 1 кг
размалываемого материала приходится 1,8—2,0 м3 газа. К это¬
му количеству необходимо еще добавить водяной пар, образу¬
ющийся из влаги сырья.
Содержание пыли в неочищенном газе составляет 200—
250 г/м3. Диаметр наибольших пылевых частиц равен 0,20—
0,35 мм. Доля частиц размером менее 10 мкм составляет около
40-60%.
Сушильно-помольные установки с оборудованными пневмо¬
транспортом мельницами расходуют 3—3,5 м3 газа на 1 т раз¬
малываемого материала. К этому количеству следует добавить
объем водяных паров, возникающих при испарении влаги из
материала.
Содержание пыли в неочищенном газе составляет 250—
500 г/м3. Доля пылевых частиц размером менее 10 мкм равна
118
30—50%. Максимальный размер частиц пыли примерно
0,4 мм.
Для предварительной очистки рекомендуется применять цик¬
лоны, а для окончательной — тканевые фильтры или электро¬
фильтры.
5. Помол при производстве цемента
Около 85% электроэнергии, затрачиваемой на производство
цемента, приходится на дробление сырья и помол, 75% при¬
ходится на помол. Коэффициент полезного действия мельниц
оценивается по-разному, в зависимости от точки зрения и опре¬
деления этого понятия. Согласно противоположным интерпрета¬
циям имеющихся данных, от 2 до 20% энергии, потребляемой
мельницей, переходит в работу по измельчению материала; ос¬
тальная энергия расходуется на взаимное трение частиц мате¬
риала и трение между частицами материала и элементами мель¬
ницы, на образование звука, тепла, вибраций, турбулентностей
потока материала в мельнице, теряется в приводе между двига¬
телем и мельницей.
Низкая с теоретической точки зрения степень использования
затрачиваемой энергии представляет больший интерес для кон¬
структора помольных установок, чем для оператора на заводе,
так как все-таки расход энергии может считаться относительно
небольшим по сравнению с полезным технологическим эффек¬
том тонкого измельчения материала.
Шаровые и трубные мельницы различаются отношением дли¬
ны к диаметру. У трубных мельниц отношение длины к диамет¬
ру составляет от 3: 1 до 6: 1, а у шаровых — 2: 1 и меньше.
Шаровые и трубные мельницы представляют собой вращаю¬
щиеся стальные барабаны, в которых измельчение размалывае¬
мого материала происходит при движении мелющих тел. При
вращении барабана мельницы смесь мелющих тел и размалы¬
ваемого материала поднимается до оптимальной высоты, созда¬
ющей условия для помола. Помол происходит при соударении
и трении мелющих тел между собой и стенками мельницы, фу¬
терованными броневыми плитами.
На производительность мельницы влияют следующие факто¬
ры: частота вращения, зависящая от диаметра мельницы; ко¬
личество, тип и размеры мелющих тел; объем камер мельницы;
размалываемость материала; отношение L/D-, конструкция
мельницы; тип бронефутеровки.
5.1. Критическая частота вращения мельницы
Критическая частота вращения мельницы соответствует та¬
кой окружной скорости, начиная с которой центробежная сила
превосходит влияние силы тяжести на мелющие шары; при
119
этом мелющие тела не падают и не производят никакой работы
по помолу материала.
Расчет критической частоты вращения мельницы. Обозначе¬
ния:
G, т — вес и масса мелющих шаров, кг; со— угловая скорость мельницы,
рад/с; D — внутренний днаметр мельницы, м; п — частота вращения, об/мии;
С — центробежная сила, кгс; g — ускорение силы тяжести.
Рис. 5.1. Схема для расчета Рис. 5.2. Оптимальный угол
критической частоты враще- подъема мелющих тел
ни я мельницы
Примем, что шар находится в точке т мельницы (рис. 5.1);
а — угол подъема. В этом случае шар находится под влиянием
двух сил, действующих в различных направлениях: центробеж¬
ной силы
С = /пш2 г — Gw2 rig
и составляющей силы тяжести
P = Gsina.
Чтобы удержать шар на стенке мельницы в этой позиции,
должно выполняться условие
С> Р
или
■ со2 г > G sin a.
g
При a=90°, т. е. в случае, когда шар находится в точке mi, по¬
лучаем
«в2 г > g.
Если в это уравнение подставить значение щ = 2лл/60, то по¬
лучим
/2ягг \2
Отсюда критическая частота вращения равна
_ 1 / 60ag 42,3
“ V 4я*Г -|/д ■
При критической частоте вращения мельницы мелющие ша¬
ры не производят никакой полезной работы. Рабочая частота
вращения мельницы обычно составляет 65—90% критической.
Для практических целей применяется следующая формула
п = 32!Vd .
Для определения частоты вращения мельницы нельзя дать
универсальной формулы: разработана следующая эмпирическая
формула
32
_ • п = —г — 3 (D — 1,7).
) D
Эта формула применима при диаметре мельницы более 1,7 м.
Формулу Таггарта применяют для мельниц диаметром от 1,8 до
2,2 м:
23 -4 28
п = .
V D
5.2. Угол подъема мелющих шаров
Теоретические расчеты показывают, что кинетическая энер¬
гия падающих шаров максимальна, когда их угол подъема а
равен 35°20' [51]. Иногда задают угол отрыва а'; при а = 35°20'
а/=54°40'. Такой угол подъема соответствует частоте враще¬
ния мельницы, равной 76% критической (рис. 5.2).
5.3. Распределение мелющих тел в поперечном сечении
мельницы
На рис. 5.3. показано распреде¬
ление мелющих тел в поперечном
сечении мельницы в процессе помо¬
ла. Заштрихованный сплошными
линиями участок представляет ша¬
ры, поднимающиеся при вращении
корпуса мельницы, а участок, отме¬
ченный штриховыми линиями, — па¬
дающие шары при угле отрыва
а/=54°40'. Одновременно происхо¬
дит подъем 54% и падение 46% ме¬
лющих тел.
121
Рис. 5.3. Распределение мелю¬
щих тел в поперечном сечении
мельницы
5.4. Число соударений мелющих шаров за один оборот
Соответствующие исследования показывают, что за время од¬
ного оборота мельницы мелющие шары совершают от 1,79 до
2,85 рабочего цикла. Поэтому при наличии в мельнице шаровой
загрузки, например, из 3401138 шаров за один оборот мельницы
происходит 3407138Х 1,79=6 088 037 соударений (размеры мель¬
ницы 3,6X10,3 м; загрузка мелющими шарами рассмотрена в
разд. 5.10).
5.5. Число соударений шаров с размалываемым материалом
Жуазель разработал формулу для расчета числа ударов ша¬
ров, приходящегося в шаровой мельнице на каждую частицу
размалываемого материала. В соответствии с этой формулой
размалываемый материал должен находиться в мельнице диа¬
метром 2 м и длиной 10 м около 30 мин. Число ударов шаров,
приходящееся на каждую частицу размалываемого материала
в течение указанного времени, равно 6 по формуле Жуазеля
[52]. При этом учитывается, что мелющие шары часто соударя¬
ются и не попадают на размалываемый материал.
Ребиндер полагал, что только каждый тысячный удар шара
производит работу по измельчению материала, остальные уда¬
ры являются холостыми [53].
5.6. Коэффициент заполнения мельницы мелющими телами
По Левенсону, оптимальное заполнение мельницы должно
соответствовать /г = 0,16 D (рис. 5.4).
Коэффициент заполнения представляет собой отношение
суммарного объема мелющих тел при свободной укладке к ра¬
бочему объему мельницы. Коэффици¬
ент заполнения мельницы шарами на¬
ходится в пределах от 25 до 45%. При
коэффициенте заполнения меньше 25%
шары скользят по бронефутеровке
мельницы; при загрузке, превышаю¬
щей 45%, возникают «возмущения»
вдоль траекторий движения мелющей
загрузки.
Практически принимаются следу¬
ющие коэффициенты заполнения мель¬
ниц: стальными шарами — 28—45%,
цильпебсом — 25—33%. Рабочие коэф¬
фициенты заполнения трехкамерных
мельниц могут быть следующие [53а]:
камеры I — 30%, камеры II — 27%,
камеры III — 24%.
На рис. 5.5 показано движение мелющих тел в трубной мель¬
нице при различных частотах вращения и коэффициентах за¬
Рис. 5,4. Заполнение мелю¬
щими телами по Левенсону
(объем, заполненный ими,
заштрихован)
122
полнения. По рисунку видно, что при небольшом коэффициенте
заполнения мельницы мелющими телами значительное переме¬
щение и измельчающее действие мелющих тел достигаются лишь
при частоте вращения, равной 60—70% критической; при более
70 е.%
Рис. 5.5. Перемещение мелющих тел в трубной мельнице
А — заполнение шарами, % к объему мельиицы; В — частота вращения мельницы, % к
критической
высоком коэффициенте заполнения мелющая загрузка выполняет
большую работу трения, хотя эта точка зрения является спор¬
ной [54, 54а].
5.7. Общее количество мелющих тел
Для определения общего количества мелющих тел применя¬
ется ряд практических формул следующих авторов:
Таггарта: G = 4620D2 L\
Арендса-Цислиньскопкб = 4100D2jL;
Стериииа: G = 4000D2 L,
где G — общая масса мелющих шаров, кг; D — внутренний диаметр мельницы,
м; L — полезная длина мельницы, м.
Для более точного расчета полезный объем мельницы V ум¬
ножается на соответствующий коэффициент заполнения шарами
ф; это дает суммарный объем Vm мелющих тел в мельнице:
tiD- L
Vm = W = ф — .
После умножения Vm на объемную массу мелющих тел gm
получим полную массу мелющих тел, загруженных в мельницу.
яО2 L
Объемная масса стальных мелющих шаров составляет около
4,55 т/м3 и почти не зависит от их диаметра; плотность их равна
7,8—7,9 т/м3.
5.8. Указания по загрузке мельниц
Для лучшего использования пространства между мелющими
шарами как в многокамерных, так и в однокамерных мельницах
используются шары различных диаметров.
Для трехкамерных мельниц рекомендуют следующие разме¬
ры шаров (табл. 5.8.1).
Таблица 5.8.1. Загрузка трехкамериых мельииц мелющими шарами
№ камеры
Диаметр шаров, мм
Коэффициент заполнения
камеры по объему, %
1
100—60
30
2
60-35
27
3
30—20
24
8 10 12 Vi 16 18 20 22 Д/w
Рис. 5.6, Выбор размеров мелю¬
щих шаров
£> — диаметр мелющих шаров; d — раз¬
мер кусков загружаемого материала
Рис. 5.7. Выбор размера циль-
пебса
R — остаток на сите 0,09 мм; D — диа¬
метр цильпебса
В первой камере, где осуществляется ударное измельчение,
должны находиться шары диаметром 100—110 мм в количестве
25—30% массы мелющей загрузки. Вторая камера, где удар
совмещается с истиранием, может загружаться равным по мас¬
се количеством шаров диаметром 60, 50 и 35 мм.
В третью камеру, где измельчение в основном производится
путем истирания, можно загружать шары приведенных выше
диаметров или цильпебс. Цильпебс представляет собой сталь¬
ные цилиндрики диаметром от 10 до 26 мм; их наиболее благо¬
приятная длина равна удвоенному диаметру: L = 2D.
При помоле в открытом цикле удельная поверхность размо¬
лотого материала зависит от отношения поверхности мелющих
тел к их объему (это относится в основном к трехкамерным
124
мельницам). Чтобы увеличить удельную поверхность размолото¬
го материала, необходимо применять мелющие тела с большим
отношением поверхности 5 к объему V. Поэтому в третьей ка¬
мере вместо шаров применяют цильпебс; известно, что шары
при максимальном объеме имеют минимальную поверхность.
Штайнер [55] представил отношение диаметра мелющих
тел к крупности загружаемого материала в виде двух графиков
(рис. 5.6 и 5.7). Здесь линия / относится к твердому размалы¬
ваемому материалу, II — к материалу средней твердости и III—
к мягкому материалу.
5.9. Мелющая загрузка и степень заполнения
размалываемым материалом
Для снижения энергозатрат при помоле должно соблюдать¬
ся определенное соотношение между количеством мелющих тел
и количеством размалываемого материала, зависящее от задан¬
ной тонкости помола; это соотношение тем больше, чем выше
заданная тонкость помола. Для получения тонкости помола, со¬
ответствующей цементу массового производства типа I по стан¬
дарту ASTM (около 3200 см2/г по Блейну), при минимуме энер¬
гозатрат отношение массы мелющей загрузки к массе клинке¬
ра в мельнице должно быть не менее 15 [56, 57]. Мардулье обо¬
значает отношение масс мелющей загрузки и клинкера S : С
(steel: clinker) и рекомендует принимать это отношение равным
от 8,1 до 10,1 для получения максимального выхода поверхно¬
сти цемента на единицу затрачиваемой энергии [58]. Шерер
[58а] приводит пример, где отношение S: С составляет 8,75
(70 т мелющих тел и 8 т размалываемого материала).
5.10. Расчет коэффициента заполнения мельниц
мелющими телами
Пример 5.10.1. Определить коэффициент заполнения мелющими тела¬
ми трехкамерной мельницы для сушки и помола цементной сырьевой смеси.
Загружается материал средней твердости с максимальным размером частиц
25 мм. Мельница имеет следующие размеры: внутренний диаметр 2,5 м. дли¬
на барабана 14,6 м; с учетом двух перегородок между камерами (2x0,30 =
= 0,60) рабочая длина мельницы равна 14,0 м.
Длина отдельных камер, м:
камеры 1: Lt = 0,25X14= 3,50:
камеры II: L2= 0,25X14=3,50;
камеры III: L3 = 0,50X14=7,00.
Объем камер равен:
камеры I:
Vi = 3,14-2,52,3 5 = 17>15 мз.
камеры II:
V,
_ 3,14-2,1
125
камеры III:
3,14-2,5а
Vs =— 7,00 = 34,30 м*.
Рабочий объем мельницы 68,60 м3.
С учетом коэффициента заполнения мельницы (см. табл. 5.8.1) суммар¬
ный объем мелющих тел в отдельных камерах составляет, м*:
в камере/: 17,15X0,30=5,14;
в камере II. 17,15x0,27=4,63;
в камере III: 34,30X0,24=8,23.
Объемная масса мелющих шаров — 4,55 т/м3 (камеры I и II),
объемная масса цильпебса — 4,85 т/м3 (камера III).
Отсюда масса мелющих тел составляет, т:
в камере I: 5,14X4,55=23;
в камере II: 4,63x4,55 = 21;
в камере III: 8,23X4,85 = 40.
Общая масса мелющих тел равна 84 т.
Распределение шаров различных диаметров по камерам по¬
казано в табл. 5.10.1.
Таблица 5.10.1. Распределение шаров в трехкамерной мельнице
(к примеру 5.10.1)
№ камеры
Диаметр шара, мм
Распределение шаров,
% по массе
90
20
80
25
70
35
60
20
п
50
50
40
50
in
Цильпебс 12 X 24
18 X 36
50
50
Мелющие шары указанных размеров могут измельчать ма¬
териал различного гранулометрического состава без существен¬
ного изменения производительности мельницы. Однако значи¬
тельное отклонение от оптимальных размеров шаров приводит
к снижению производительности мельниц. Слишком мелкие ша¬
ры оставляют в размалываемом материале излишне крупные
зерна; слишком крупные шары дают недостаточную удельную
поверхность [59].
Мелющая загрузка цементных мельниц
Пример 5.10.2 (табл. 5.10.2).
Размеры мельницы 3,65 X10,30 м, две камеры, замкнутый цикл, один воз¬
душный сепаратор диаметром 5,5 м типа «Раймонд», один приводной двига¬
тель мощностью 1862 кВт; производительность мельницы — около 45 т/ч обык¬
новенного цемента типа I по ASTM.
126
Таблица 5.10.2. Мелющая загрузка двухкамерной мельняцы
Показатель
Камера I
Камера 11
Общая загрузка
Диаметр шаров,
мм
63,5
51
38
25,4
19
16
—
Загрузка мельни¬
цы шарами, кг
20 892
20 892
8630
20213
49 830
20 385
140 842
Объем шара, см3
130,9
65,45
28,73
8,18
3,55
2,14
,—
Масса шара, г
1031,5
515,7
226,4
64,46
28,0
16,86
—.
Количество шаров
на 1 т
969
1939
4417
15513
35 714
59 312
—
Общее количество
шаров
20 244
40 509
38 118
313 564
1779628
1209075
3401138
Пример 5.10.3 (табл. 5.10.3). Размеры мельницы 3,95X6,40 м, одна ка¬
мера, замкнутый цикл, два воздушных сепаратора диаметром 4,85 м, два при¬
водных двигателя мощностью 745 кВт каждый, производительность мельни¬
цы — около 43 т/ч обыкновенного цемента.
Таблица 5.10.3. Мелющая загрузка однокамерной мельницы
Диаметр шаров, мм
76,2
63,5
51
38
32
25,4
Общая
загруз¬
ка
Загрузка мельни¬
цы шарами, кг
24 000
14 000
23 000
17 000
22 000
23 000
123 000
Объем шара, см3
229,84
130,9
65,45
28,73
17,16
8,18
—
Масса шара, г
1811
1031,5
9515,7
226,4
135,2
64,46
—
Количество шаров
на 1 т
552
999
1939
4417
7395
15513
—
Общее количество
шаров
13 248
13 566
44 597
75 089
162 690
356 800
665 990
5.11. Формулы для расчета размеров мелющих шаров
Теоретический расчет максимального диаметра шаров произ¬
водится по формуле Бонда [60]
, f\4-/ swi w
в = 2 ' ' л
U ГБ
где В —диаметр мелющего шара, дюйм; F — крупность зерен загружаемого
материала, мкм ПО-6 м); Wi — удельный расход энергии, кВт • ч/(кор. т)
(1 кор. т=907 кг); Cs — частота вращения мельницы, % критической; S —
объемная масса размалываемого материала, г/см3; D — внутренний диаметр
мельницы, фут; К — постоянная (при применении стальных шаров принимает¬
ся равной 350 при мокром и 335 при сухом помоле в открытом нли замкнутом
цикле).
Размеры мелющих шаров, рассчитанные по формуле Бонда,
приведены в табл. 5.11.1.
127
При переходе в метрическую систему (В в мм, Овм) форму¬
ла Бонда получает следующий вид [61]:
5 = 20,17
/I5]/
WiS
csVd
Диаметр мелющих шаров, определенный по формуле Бонда,
служит для выбора шаров, ближайших по размеру из имеющих¬
ся в наличии. Если по расчету диаметр шаров получается мень¬
ше или равным 1 дюйму, то принимаются мелющие шары не¬
сколько большего размера. При большей крупности загружае¬
мого материала требуются мелющие тела большего размера и
наоборот. В зависимости от максимального теоретического диа¬
метра шаров Бонд рекомендует для практического использова¬
ния процентное соотношение шаров различных диаметров, приве¬
денное в табл. 5.11.2.
Таблица 5.11.1. Определение диаметра мелющих шаров В
F
Wi
S
D
в
500
12
2,7
76
9,0
0,625
1 ООО
15
3,0
75
10,0
0,973
2 000
10
3,3
65
12,0
1,265
5 000
13
2,9
77
8,0
2,110
10 000
11
2,8
70
11,0
2,730
Таблица 5.11.2. Содержание шаров в мелющей загрузке, % по массе
Диаметр шаров,
дюйм
Максимальный начальный Диаметр шаров, дюйм
4'/, 1
4
З1/*
3
2'/,
2
17*
4 V»
23,0
4
31,0
23,0
З1/*
18,0
34,0
24,0
3
15,0
21,0
38,0
31
21/,
7,0
12,0
20,5
39
34
2
3,8
6,5
11,5
19
43
40
iv2
1,7
2,5
4,5
8
17
45
51
1
0,5
1,0
1,5
3
6
15
49
Итого,
%
100,0
100,0
100,0
100
100
100
100
Кроме приведенных формул для определения размеров мелю¬
щих шаров разработаны еще другие формулы.
128
А. Эмпирическая формула Бонда:
В =
FWi - /
KCs V уъ ’
где В — диаметр мелющего шара, дюйм; F — размер, равный 80 % от макси¬
мальной величины кусков материала, мкм; Wi — удельный расход энергии (ин¬
декс по Бонду) для загружаемого материала крупности F; Cs — частота вра¬
щения мельницы, % к критической; S — плотность размалываемого материала;
D — внутренний диаметр мельницы, футы; К — коэффициент, равный для
стальных шаров 200.
Эта чисто эмпирическая формула может с успехом приме¬
няться для расчета необходимой величины шаров в некоторых
процессах помола.
Б. Формула Касаткина для определения минимальной величины
мелющих шаров [61а]:
где rfmax — максимальный размер частиц материала, загружаемого в мельницу,
см; сг—прочность при сжатии материала, загружаемого в мельницу,
кгс/см2; k — объемная масса мелющих шаров, г/см3; D — внутренний диаметр
трубной мельницы, см; Е — модуль упругости материала, загружаемого в
мельницу, кгс/см2.
В. Формула Пападакиса
Пападакис [61Ь] использует для определения максимально¬
го диаметра мелющих шаров опытную мельницу и полученные
на ней результаты распространяет на производственную мель¬
ницу. При этом он исходит из того, что отношение кинетической
энергии шаров, зависящей от массы шаров (пропорциональной
йъ), и высоты падения (пропорциональной D) к поперечному
сечению максимального зерна в питании мельницы (пропорци¬
ональному квадрату размера кусков материала К2) является
константой, т. е.
Отсюда для расчета максимального диаметра шаров произ¬
водственной мельницы получаем следующую формулу:
= const (k).
4
9—394
129
причем
6. Удельный расход энергии
Средний удельный расход энергии (индекс работы измель¬
чения Wi) по Бонду для помола ряда материалов приведен в
табл. 6.1.
Таблица 6.1. Удельный расход энергии на помол
Материал
Плотность,
г/см3
Удельный расход
энергии.
кВт-ч/кор. т
(0,907 т)
Боксит
2,38
9,45
Цементный клинкер
3,09
13,49
Цементная сырьевая смесь
2,67
10,57
Глина
2,23
7,10
Обожженная глина
2,32
7,43
Уголь
1,63
11,37
Доломит
2,82
11,31
Гипсовый камень
2,69
8,16
Известняк (для цемента)
2,68
10,18
Магнезит (намертво обожженный)
5,22
16,80
Песчаник
2,68
11,53
Топливный шлак
2,93
15,76
Доменный шлак
2,39
12,16
Удельный расход энергии (индекс Wi) представляет количе¬
ство кВт-ч, необходимое для помола 1 кор. т. материала с тео¬
ретически неограниченной крупностью зерен до состояния, при
котором через сито с ячейкой 0,10 мм проходит 80% материала.
Удельный расход энергии (индекс Wi) по табл. 6.1 действителен
для шаровых мельниц мокрого помола, работающих в замкнутом
цикле. При сухом помоле в замкнутом цикле значения Wi для
определения потребной работы по основной формуле Бонда (тео¬
рия III) должны умножаться на 1,30 (см. пример 6.3.1).
* Для расчета средневзвешенного диаметра шаров dcp Старк (1932 г.)
предложил формулу dcp = K' VК, где К — средневзвешенный размер кусков
материала, /0 = 16 для D<3 м. Согласно Пироцкому, К’= 11 -т-20 в зависимо¬
сти от размалываемости клинкера. (Прим. ред.)
k =
1/3
: Const*
130
1
6.1. Индекс размалываемости по Хардгроуву
Индексы размалываемости Hg по Хардгроуву для различ¬
ных материалов приведены в табл. 6.1.1 [62] (рост индекса оз¬
начает облегчение размола).
Таблица 6.1.1. Индексы размалываемости различных материалов
по Хардгроуву
Размалы-
Материал
Разма лы-
Материал
ваемость
ваемость
Цементная сырьевая
Уголь (антрацит) из
смесь нз штата (США):
округа (США):
30-33
Алабама
47
Карбон
Калифорния
79
Шьюлкил
33—53
Индиана
78
Уголь битуминозный из
Канзас
120
штата (США):
72—85
Миссури
93
Алабама
Нью-Джерси
67
Колорадо
44—47
Нью-Йорк
53—57
Огайо
57
Огайо
58
Пенсильвания, округ
58—71
Оклахома
63
Аллегейни
Пенсильвания:
Полевой шпат
43
Филадельфия
84—95
Железная руда
38
Лехай Велли
64—74
Фосфат трехкальциевый
134
Вирджиния
50-54
Песок кварцевый
24—55
Вашингтон
43—79
Известь
Известняк
105
54—78
Глина
97
Оксид железа
57
Цементный клинкер
30—50
Магнезит
44—64
С помощью индекса размалываемости по Хардгроуву мож¬
но определить удельный расход энергии по Бонду Wi,
кВт-ч/кор. т (1 кор. т = 907 кг), по следующей формуле:
Wi = 435/tf£0-91.
Индексы размалываемости по Бонду, Товарову, Хардгроуву
и др., включаемые в расчет, получены в результате испытаний
на специальных опытных мельницах. Опытные мельницы имели
различные размеры и заполнялись мелющими телами, разли¬
чающимися по количеству и по массе. Обычно помол проводили
до определенного суммарного числа оборотов мельницы или
испытуемый материал измельчали до определенной дисперсно¬
сти, а затраченную энергию измеряли. Полученные результа¬
ты служат основой для установления индексов размалываемо¬
сти. Описание всех методов испытаний не входит в задачу
настоящей работы, поэтому мы здесь лишь перечисляем методы
определения размалываемости: метод Леннокса; метод Джен-
си; метод Герцога; метод Когхилла; метод Мэксона—Кэйде-
9
131
на; метод ASTM; метод фирмы «Аллис Чалмерс»; метод Па-
падакиса; метод Гросса — Циммерли; метод Цейзеля, приме-
. няющийся в основном в ФРГ1.
6.2. Формула Старка
Формула Старка [63] позволяет определить оптимальное
соотношение между крупностью загружаемого в мельницу ма¬
териала и диаметром мелющих шаров и показывает, что наи¬
большая производительность мельницы по получению новой
поверхности достигается при отношении наибольшего диаметра
зерен загружаемого материала к квадрату диаметра мелющих
шаров, равном 600хЮ-8 (диаметры выражаются в мкм.).
Оптимальная величина этого соотношения зависит от физи¬
ческих свойств размалываемого материала.
Слегтен [64] считает, что при грубом помоле применение
мелющих шаров различного размера дает лучшие результаты,
чем использование шаров одинакового диаметра. При тонком
помоле, наоборот, лучший результат дают шары одинакового
диаметра.
6.3. Мощность, потребляемая мельницами
I. Мощность, потребляемая шаровой мельницей, при опти¬
мальном заполнении мелющими телами и рациональной часто-
те-вращения может быть приближенно определена по следую¬
щей эмпирической формуле:
Р = 12,50,
где Р — мощность, потребляемая мельницей, л. с.; G— общая масса мелющих
тел, кг.
II. Более точные результаты дает эмпирическая формула
Бланка:
P = cgVd,
• где Р — мощность, потребляемая мельницей, л.с.; с — коэффициент, учитыва¬
ющий тип мелющих тел и коэффициент заполнения мельницы (табл. 6. 3. 1);
G — общая масса мелющих тел, т; D — внутренний диаметр мельницы, м.
Таблица 6.3.1. Значения коэффициента с
(в формуле Бланка)
Мелющие тела
Коэффициент заполнения мельницы
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
Крупные стальные шары (4>60мм)
11,9
11,0
9,9
8,5
7,0
Мелкие стальные шары (d<60 мм)
11,5
10,6
9,5
8,2
6,8
Цильпебс
11,1
10,2
9,2
8,0
6,0
Стальные мелющие тела (в среднем)
11,5
10,6
9,53
8,23
6,8
1 См. ссылку [2] в списке дополнительной литературы. (Прим. ред.)
132
III. Мощность, потребляемая мельницей, может определять¬
ся по формуле Бонда или по третьей теории измельчения
основная формула этой теории
WWi 10 Wi
W = —— — —— ,
Vp Vp
где W — количество кВт-ч на I кор. т размалываемого материала; F-—круп-
ность материала перед помолом при 80%-ном проходе через сито, мкм; Р —
крупность материала после помола при 80%-ном проходе через сито, мкм;.
Wi — удельный расход энергии (см. табл. 6.1).
Пример 6.3.1. Определить затраты энергии на помол на цементном1
заводе производительностью 400 тыс. кор. т в год с одной технологической
линией. Принимая, что в году 333 рабочих дня, получаем выпуск цемента'
1200 т в день; если в сутках 22 рабочих часа, выпуск цемента в 1 ч равен
54,5 т. Шихта помола — гипс 1200-0,04=48 т, клинкер 1152 т. Количество-
сырьевой муки, обрабатываемое в день,— 1152-1,60 = 1843 т. Выпуск сырье¬
вой муки: 1843 : 22 = 84 т/ч.
При сухом помоле индекс работы измельчения по Бонду для цементной
сырьевой муки равен 10,57-1,30=13,74.
Размер частиц сырьевой смеси, загружаемых в мельницу, при 80%-ном-
проходе через сито с ячейкой размером 3/8 дюйма равен 9525 мкм = Е. Раз¬
мер частиц размолотого материала при 80%-ном проходе через сито 200 меш
(размер ячейки) =74 мкм=Р. После подстановки в формулу Бонда получим
10-13,74 10-13,74 п ,
W = irrr- — —— = 15,97— 1,40 = 14,57 кВт-ч/т.
V 74 V9525 *
При производительности 84 т/ч для привода мельницы требуется мощность
84-14,57=1224; 1224-1,341 = 1641 л.с. Мощность двигателя зависит от к. п.
привода мельницы.
Крупность зерен клинкера равна 9/16 дюйма=14,3 мм, или /7= 14 300 мкм..
Клинкер должен быть размолот в стандартный цемент (тип I по ASTM)
с удельной поверхностью по Блейну 3100 смуг; это соответствует 80%-ному
проходу через сито частиц размером 37 мкм, Р=37 (см. табл. 6.4.1).
Индекс работы измельчения при помоле клинкера равен 13,49-1,30 (коэф¬
фициент сухого помола) =17,53.
По формуле Бонда
w = _ПЫ^53_ _ = 2g 8з _ 1^б = 27^3? кВт.ч/т_
V 37 V14 300
С учетом коэффициента тонкого помола (см. ниже) получаем 27,37Х
X1,113 = 30,4 кВт • ч/т.
При производительности 54,5 т/ч получим мощность, необходимую для
работы мельницы: 54,5-30,46=1660 кВт; 1660 -1,341 = 2246 л.с. Рабочая мощ¬
ность двигателя зависит от к. п. д. привода мельницы.
Коэффициент тонкого помола Ai (в формуле Бонда) опреде¬
ляется по эмпирической формуле
1 Первой теорией измельчения считают так называемую «поверхностную»
теорию, предложенную Риттингером (1867 г.). Второй теорией считают объ¬
емную или весовую теорию, предложенную Киком (Ф. Кик. Закон пропорцио¬
нального сопротивления и его применение, Лейпциг, 1885). Третьей является
теория, основанная на индексе работы измельчения Бонда (F. С. Bond. Third1
Theory of Comminuiion — Mining Engineering, May 1952).
133:
Р+ 10,3
1 _ 1.145Р '
На этот коэффициент умножается удельный расход энергии, если
крупность Р 80% материала после размола меньше 70 мкм.
Коэффициент тонкого помола выведен из опытов по тонкому
измельчению цементного клинкера и применим при сухом по¬
моле вплоть до значения Р^ 15.
6.4. Удельная поверхность и размер частиц
(для формулы Бонда)
В табл. 6.4.1 приведены приближенные размеры частиц
(размер в мкм ячеек сита при 80%-ном проходе через сито из¬
мельченного материала), которые соответствуют заданной удель¬
ной поверхности по Вагнеру и Блейну. Кроме того, в таблице при¬
веден коэффициент тонкого помола А\ для различного размера
частиц продукта помола Р. Показатель поверхности по Вагнеру
относится к показателю по Блейну, как 1 : 1,8.
Таблица 6.4.1. Удельная поверхность и коэффициент тонкого помола
Удельная поверх¬
ность по Вагнеру,
см*/г
Удельная поверх¬
ность по Блейну,
см2/г
Размер частиц при
80%-ном проходе
через снто Р, мкм
Коэффициент тон¬
кого помола Ai
1400
2520
62,4
1,018
1500
2700
53,6
1,040
1600
2880
45,7
1,070
1700
3060
40,7
1,094
1750
3150
37,6
1,113
1800
3240
36,3
1,121
2000
3600
28,2
1,192
2500
4500
18,0
1,373
3000
5400
12,0
1,623
6.5. Пересчет расхода энергии для помола
в открытом цикле
Пересчет для помола в открытом цикле как при мокром, так
и при сухом способах помола выполняется путем умножения
значения W (из формулы Бонда), определяющего затраты
Таблица 6.5.1. Коэффициенты увеличения энергозатрат
при помоле в открытом цикле (по сравнению с замкнутым)
Проход через
контрольное снто.%
Коэффициент для
помола в открытом
цикле
Проход через
контрольное снто, %
Коэффициент для
помола в открытом
цикле
50
1,035
90
1,40
60
1,05
92
1,46
70
1,10
95
1,57
80
1,20
98
1,70
134
1
энергии при помоле в замкнутом цикле, на коэффициент, учи¬
тывающий особенности помола в открытом цикле. Этот коэффи¬
циент зависит от процента прохода через сито.
В табл. 6.5.1 приведены коэффициенты для расчета энерго¬
затрат на помол в открытом цикле с учетом прохода (в %)■
измельченного материала через контрольное оито.
6.6. Производительность шаровых мельниц
6.6.1 Формула Товарова. Товаров [41] предложил следую¬
щую формулу для расчета производительности шаровых мель¬
ниц:
_ abc 1/'“i / G-
Q = q—6,7V} о / —,
4 юоо V v
где Q — производительность мельницы, т/ч; q — удельная производительность-
мельницы в кг на 1 кВт-ч расходуемой энергии прн 10%-ном остатке на сите,
имеющем 4900 ячеек/см2; принимается удельная производительность 40'
кг/кВт-ч; о — коэффициент размалываемости (табл. 6.6.1); b — поправочный,
коэффициент для учета тонкости помола (см. табл. 6.6.3); с — коэффициент,
учитывающий тип мельницы (см. табл. 6.6.4); V — объем помоль¬
ной камеры, м3; D — внутренний диаметр мельницы, м; G — масса мелющих
тел, т.
Таблица 6.6.1. Коэффициент размалываемости
(к формуле Товарова)
Размалываемый материал
Коэффициент а
Клинкер вращающихся печей
1,00
Клинкер автоматических шахтных печей
1,15—1,25
Гранулированный доменный шлак
0,55—1,10 ■
Мел .. •
3,70
Глина
3,00—3,50
Мергель
1,40
Известняк
1,20
Кварцевый песок
0,6—0,7
Уголь
0,8—1,6
Таблица 6.6.2. Коэффициент размалываемости клинкера
Содержание в клин¬
кере двухкальциевого
силиката, %
Коэффициент
размалываемости а
Содержание в клин¬
кере двухкальциевого
силиката, %
Коэффициент
размалываемости а
5
1,10
25
0,88
10
1,05
30
0,82
15
1,00
35
0,72
20
0,95
40
0,70
Коэффициент размалываемости по Товарову показывает, во
сколько раз повышается или понижается производительность
135.
Т а б л и ц а 6.6.3. Коэффициент тонкости помола (к формуле Товарова)
Остаток на сите
(4900 ячеек
на 1 см2), %
Коэффициент Ъ
Остаток на сите
(4900 ячеек
на 1 см2), %
Коэффициент Ь
2
0,59
11
1,04
3
0,65
12
1,09
4
0,71
13
1,13
5
0,77
14
1,17
6
0,82
15
1,21
7
0,86 ,
16
1,26
8
0,91
17
1,30
9
0,95
18
1,34
10
1,00
19
1,38
20
1,42
Таблица 6.6.4. Значения корректирующего коэффициента
Режим работы
Тип мельницы
Значения с
Открытый ЦИКЛ
Многокамерные мельницы (3—
1,0
4 камеры)
Двухкамерные мельницы
0,9
.Замкнутый цикл
Мельница с воздушным сепа¬
1,3—1,5
ратором
мельницы по отношению к помолу клинкера вращающихся пе¬
чей, размалываемость которого принята за единицу; это озна¬
чает, что мельница производительностью 30 т клинкера в 1 ч
при помоле мергеля будет иметь производительность 30X1,4 =
= 42 т/ч, а при помоле кварцевого песка — 30X0,6=18 т/ч.
Коэффициент размалываемости самого клинкера зависит от
•его минералогического состава и прежде всего —от содержания
в клинкере двухкальциевого силиката; чем выше содержание
2Ca0-Si02, тем труднее размолоть клинкер.
В табл. 6.6.2 [66] приведены различные значения коэффи¬
циентов размалываемости а клинкера вращающихся печей в
зависимости от содержания двухкальциевого силиката (для
формулы Товарова).
На размалываемость клинкера также влияет продолжитель¬
ность его хранения. Свежий клинкер труднее размолоть, чем
клинкер, хранившийся около 2—3 недель. Срок хранения изме¬
няет коэффициент размалываемости а в пределах от 0,9 до 1,15.
Для учета тонкости помола применяют коэффициент Ь\ зна¬
чение этого коэффициента зависит от остатка размалываемого
материала на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2 и при 10%
остатка принимается равным единице. В табл. 6.6.3 приведены
значения b в зависимости от остатка на сите.
136
Пример 6.6.1. Расчет по формуле Товарова.
Определим часовую производительность многокамерной мельницы, рабо¬
тающей по сухому способу в открытом цикле; размалываемый материал со¬
стоит из 70°/о известняка и 30% мергеля. Тонкость помола соответствует 6%-
остатка на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2. Размеры мельницы: D=2 м,
L—13 м, К=41 м3. Масса мелющих тел G=46 т.
Коэффициент размалываемости а = 0,70-1,20+0,30-1,40= 1,26. Коэффици¬
ент тонкости помола 6: при 6°/о остатка на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2
6 = 0,82. Коэффициент, учитывающий тип мельницы, с=1.
В кг/к Вт- v —
70
Рис. 6.1. Кривая размалываем
мостн клинкера вращающихся
печей при оптимальных энерго¬
затратах
Q — удельная производительность;
5—удельная поверхность по Блейну
3000 О000 S, см 2/з'
Решение:
1,26-0,82.1,0 , , л- Г 46 ,
Q-m S5 6.7.41К2. |/ — _ 17,0 т/,.
6.6.2. Формулы Якоба [67]. С целью оценки работы измель¬
чения в трубных мельницах Якобом предложены формулы для1
расчета производительности (пропускной способности) трубных
мельниц и определения так называемого уровня производитель¬
ности. Этот уровень производительности мельницы относится к.
определенной удельной поверхности готового продукта (по-
Блейну) в см2/г, поскольку от нее в наибольшей степени зави¬
сит работа измельчения. Удельная производительность при по¬
моле цементного клинкера в кг/кВт-ч найдена с учетом ре¬
зультатов практических испытаний и составляет, например,.
40 кг/(кВт-ч) при удельной поверхности по Блейну 2650 см2/г
(рис. 6.1). Для расчета рабочего объема мельницы принимает¬
ся, что удельная пропускная способность мельницы равна
0,2 т/(м3-ч) при внутреннем диаметре £>Мь траектории средне¬
го мелющего тела, равном 1 м (т. е. для «единичной мель¬
ницы»)1.
Для расчета удельной производительности по кривой разма¬
лываемости (см. рис. 6.1) используют удельную поверхность ПО'
Блейну для готового продукта. Исходная удельная производи¬
тельность, равная 40 кг/(кВт-ч), делится на удельную произво¬
дительность а (см. формулу), взятую по кривой размалывае¬
мости. По формуле уровня производительности могут быть-
рассчитаны трубные мельницы всех типов и размеров. Опти-
1 О показателях работы мельниц, введенных Якобом, см. ссылку [2]
в списке дополнительной литературы, с. 425—427. (Прим. ред.)
мальный уровень производительности, принимаемый равным
100, достигается в том случае, когда удельная производитель¬
ность мельницы становится равной удельной производительно¬
сти по кривой размалываемости при одинаковой поверхности по
Блейну, а также если производительность мельницы удовлет¬
воряет условиям формулы Якоба.
Для определения уровня производительности Якобом пред¬
ложена следующая формула:
20000LDMb
М, = ,
а для расчета полной производительности (пропускной способ¬
ности) мельницы—■
МгаРмУ
20ШРМЬ •
При Мг—100
L =
W0aDM V
20000Dm
тде Мг — уровень производительности при помоле в открытом цикле; L
производительность мельницы, т/ч; а — удельная производительность по кри¬
вой размалываемости в зависимости от удельной поверхности по Блейну, го¬
тового материала, кг/(кВт-ч); ВЫъ—диаметр «единичной мельницы», равный
1,0 м; DM —средний диаметр траектории мелющих тел, м; V— рабочий объем
мельницы, м3.
Пример 6.6.2. В двух одинаковых многокамерных мельницах разме¬
ром 2,4X13 м производится помол клинкеров с различной размалываемостью.
Удельная производительность первой мельницы равна 35,6 кг/(кВт-ч), а вто¬
рой— 28,4 кг/(кВт-ч). У каждой мельницы толщина броневых плит равна
'0,06 м; D,« = 2,40—2-0,06 = 2,28 м; V=53 м3. Найтн производительность каж¬
дой мельницы при уровне производительности, равном 100.
.Первая мельница:
100-35,6-2,28-53
L — = 21,5 т/ч;
• 20 000-1,0
20 000-21,5-1,0
Мг= = 100.
, ■ 35,6-2,28-53
Вторая мельница:
100-28,4-2,28-53
L = • = 17,15 т/чт
^ - 20 000-1,0 ’ Ч
20000-17,15-1,0
уИ2 = 1— : = 100.
28,4-2,28-53
Таким образом, обе мельницы имеют одинаковый уровень производнтель-
■ности по Якобу и совершают равную работу измельчения. Такой вывод при¬
меним для работы как в открытом, так и в замкнутом циклах.
Пример 6.6.3. Одна из мельниц, приведенных в примере 6.6.2, исполь¬
зуется для помола клинкера вращающихся печей до удельной поверхности
3000 см2/г по Блейну. В соответствии с приведенной выше кривой размалы-
■ваемости этому соответствует удельная производительность 35 кг/(кВт-ч).
138
Работа измельчения должна соответствовать оптимальному уровню произво¬
дительности, равному 100.
Требуется определить производительность в т/ч, потребляемую мощность.
и мощность двигателя в кВт.
Решение:
М aDMV 100-35-2,28-53
20 000D
Mb
20 000-1,0
= 21,15 т/ч;
, 1000
21,15 = 605 кВт.
35
При. к. п. д. привода помольной установки, равном 0,97, получаем требуе¬
мую мощность двигателя
605
= 625 кВт, или 625-1,36 = 850л. с.
0,97 ,
6.7. Затраты энергии в различных помольных установках ;;
Затраты энергии на помол приведены в табл. 6. 7. 1.
Таблица 6.7.1. Затраты энергии иа помол
Доля энергии, %, на
Схема помола
мельницу
вспомогательные
установки
Многокамерная мельница
94
6
Мельница, работающая в замкнутом
83
17
цикле
Мельница с пневмотранспортом
62 -
38
4-
У '... л' V i
7. Мелющие шары .
7.1. Параметры мелющих шаров
Т а б ли ц а 7.1.1. Параметры мелющих шаров
Диаметр
шаров, мм
Масса одного
шара, кг
Число шаров
на 1000 кг
Масса 1 м8
мелющих
шаров, кг
Поверхность
одного шара,
см2
Поверхность
иа I т шаров,
м*
100
4,115
243
4560
314
7,6
90
2,994
334
4590
254
8,5
80
2,107
- 474
4620
201
9,5
70
1,410
709
4640
154
11,0
60
0,889
1125
4660
из
12,7
50
0,514
1946
4708
78
15,2
40
0,263
3802
4760
. 50
19,0
30
0,111
9009
4850
28
25,0
139
7.2. Химический состав материала мелющих шаров
Таблица 7.2.1. Химический состав материала мелющих шаров, %
Углеродистая сталь j Легированная сталь
диаметр шаров, дюйм
Элемент
0,75; 0.S7;
1; 1,25
2,0; 2,5
3.0; 3,5;
4,0; 5,0
1,5
• О
О
3,0; 3,5; 4.0
Углерод
0,45—
0,55—
0,65—
0,65—
0,65—0,80
0,74—0,85
0,55
0,70
0,85
0,75
Марганец
0,50—
0,50—
0,60—
0,25—
0,60—0,90
0,60—0,90
0,90
0,90
0,90
0,50
■Фосфор
0,050
0,050
0,050
0,040
0,040
0,040
Сера
0,050
0,050
0,050
0,050
0,050
0,050
Кремний
Макс.
Макс.
Макс.
0,15—
0,15—0,30
0,15—0,30
0,30
0,30
0,30
0,30
Хром
—
.—
—
0,45—
0,45—0,60
0,50—0,65
0,60
Молибден
—
—
—
0,15—
0,15—0,25
0,15—0,25
0,25
7.3. Твердость мелющих шаров из
легированной закаленной стали
Твердость по Бринелю BHN и по Рок¬
веллу Rc в различных зонах мелющих
шаров (рис. 7.1) в зависимости от диа¬
метра шара приведена в табл. 7.3.1 (мик¬
роструктура — отожженный мартенсит).
Рис. 7.1. Твердость мелющих шаров в различных
зонах
Т аблица 7.3.1. Твердость мелющих шаров в различных зонах
Диаметр,
дюймы
l'/э
2
27,
3
37,
4
Твердость
BHN
«с
BHN
%
BHN
«с
BHN
BHN
BHN
А
620
58
620
58
607
58
601
57
583
56
583
56
В
620
58
618
58
607
58
601
57
583
56
583
56
С
614
58
614
58
607
58
597
57
580
56
566
55
D
601
57
601
57
601
57
590
57
578
56
555
55
,140
7.4. Износ металла при помоле
При сухом способе помола расход энергии на единицу мас¬
сы размалываемого материала на 30% выше, чем при мокром
способе, и, кроме того, необходим больший рабочий объем
мельницы [69а].
В ФРГ при сухом способе помола затраты на энергию при¬
нимают на 10% выше, чем при мокром способе [69Ь].
Однако более высокий износ металла (мелющих тел и бро¬
невых плит) при мокром способе помола по стоимости равно¬
ценен повышенным затратам энергии при сухом способе.
При сухом способе помола цементных сырьевых смесей на
броневых плитах и мелющих шарах образуется защитный слой
измельченного материала. Абразивное воздействие цементной
сырьевой смеси значительно ниже абразивного воздействия
цементного клинкера. Износ футеровки сырьевых мельниц в
настоящее время не является острой проблемой, так как бро¬
невые плиты могут эксплуатироваться очень долго и повышение
срока их службы не оказывает существенного влияния на стои¬
мость помола [70].
Стоимость износа металла при сухом способе помола со¬
ставляет около 30—40% стоимости износа при мокром способе
помола одинакового материала.
Механохимические реакции. При мокром помоле основной
причиной износа является растворение металла в воде. Вода
воздействует на свежеобразованные металлические поверхно¬
сти шаров и бронеплит. Эти чистые металлические поверхно¬
сти быстрее подвергаются корродирующему воздействию воды
при работе мельницы, чем в нерабочем состоянии.
При растворении железа в воде образуется гидроксид желе¬
за. Одновременно при разложении воды во время мокрого по¬
мола выделяется водород. При кислой реакции воды скорость
растворения железа возрастает. При значении рН<5 раство¬
рение железа резко ускоряется [71].
Беке [72] также отмечает механохимические явления в про¬
цессе помола. При длительном помоле цемента в нем наблю¬
дается повышение содержания СО2; если в начале помола уг¬
лекислый газ отсутствует, то через 2 ч содержание СОг состав¬
ляет 2,7%, а через 20 ч—4,6%. Это указывает на карбонизацию
извести. :
7.5. Скорость износа мелющих шаров
Скорость износа мелющих шаров при помоле цементного
сырьевого шлама и сухого цементного клинкера приведена в
табл. 7.5.1 [73, 74].
14 J
Таблица 7.5.1. Скорость износа мелющих шаров
Материал мелющих шаров
Твердость
Скорость износа, г/сут,
на 100 см2 поверхности
шаров, прн помоле
по Рок¬
веллу
по Бринелю
сухом
мокром
Нержавеющая сталь 440С
62—64
688—722
0,00181
Литой легированный белый
55—60
546—613
0,000011
0,00220
чугун
Науглероженная сталь 5165
61
670
0,000011
0,00232
Сталь 5165, науглерожен¬
59
599
0,000066
—
ная под давлением
Сталь 5165
47—51
442—487
0,000181
_
Обычная кованая сталь
57—62
575-688
0,000217
0,00243
1095
Сталь 1060
63
705
_
0,00243
» 1095 . .
52-60
508—613
0,000237
» 52100
63—65
705—739
0,000265
» 1095
65—66
739
0,000314
—
» 1095
59—60
599—613
0,000356
—
» 1045
58—60
587—613
0,000365
—
Литой белый чугун
49—50
464—475
—
0,00314
Нержавеющая сталь 440С
31—33
294—311
—
0,00336
Науглероженная сталь 5165
24
247
0,00399
Химический состав проб мелющих шаров (см. табл. 7. 5. 1)
приведен в табл. 7.5.2.
Таблица 7.5.2. Химический состав мелющих шаров
Химический
элемент
Кованая
сталь 1095
а» 1
о, я —
|33
•е® н
5 3 °
|з£
S в я
Кованая
сталь 1045
Кованая
сталь 52 100
Кованая
сталь 5165
|
к
о Д
iд
5 ч
£ н
-и о
Лнтой хромо-
1 никелевый
сплав
Сплав с низ¬
ким содержа^
нием хрома
с
1,01
0,61
0,46
1,01
0,65
1,05
3,11
2,80
р
0,017
0,017
0,015
0,025
0,045
0,030
0,116
0,097
S
0,040
0,051
0,025
0,015
0,029
0,028
0,116
0,112
- ;Si
0,25
0,08
0,19
0,27
0,37
0,34
0,53
0,37
-4 ■ Сг
Следы
0,08
—
1,45
0,90
17,03
1,45
0,67
Си
0,07
0,36
—
—
—
—
0,27
0,31
' Мп
0,34
0,37
0,65
0,40
1,02
0,48
0,23
0,60
Мо
0,05
<0,05
.—
—
—
0,20
0,07
N1
Следы
0,11
—
—
0,28
3,26
Следы
7.6. Измельчение с помощью сплава «Нихард»
Сплав «Нихард» представляет собой белый чугун с низким
содержанием кремния, легированный 2% хрома и 4% никеля
(табл. 7. 6. 1).
142
1
Таблица 7.6.1. Химический состав сплава «Нихард»
Химический элемент
«Нихард I», % по массе
«Нихард II», % по массе
С
3,0—3,60
Макс. 2,90
Si
0,40—0,80
0,40—0,80
Мп
0,30—1,00
.0,30—1,00
S
Макс. 0,15
; Макс. 0,15
Р
Макс. 0,30
Макс. 0,30
Ni
3,30—4,80
3,30—5,00
Сг
1,50—2,60
1,40—2,40
Мо
0—1,40
0—0,40
Этот сплав устойчив к износу при истирании и скольжении
или при реактивном действии газовой струи1, однако слабее
сопротивляется ударным воздействиям.
Выпускается сплав «Нихард» двух типов: «Нихард I» —
обычного типа, устойчивый к износу под действием трения и
газовой струи, но менее устойчивый к износу при действии
ударных нагрузок; «Нихард II» — с повышенным сопротивле¬
нием ударным и изгибающим нагрузкам [75].
Мелющие шары из сплава «Нихард» обычно выпускаются
диаметром до 60 мм; их срок службы в четыре раза выше, чем
срок службы кованых и закаленных стальных шаров [76].
7.7. Линейная скорость износа хромомолибденовых сталей [77]
Уменьшение диаметра мелющих шаров при помоле (мок¬
рым способом) цементного сырьевого шлама составляет от 1
до 4 мкм/ч, а уменьшение диаметра мелющих шаров при помо-
Рис. 7.2. Уменьшение диаметра
мелющих шаров после 700 ч
эксплуатации [78]
D — диаметр мелющих шаров
ле цементного клинкера — от 0,1 до 0,4 мкм/ч. Для сравнения
укажем, что диаметр мелющих шаров при мокром помоле руды,
богатой кварцем, уменьшается на 4—И мкм/ч.
7.7.1. Удельный износ. При применении обычных нелегиро¬
ванных материалов удельный износ принимается равным около
1 Поверхность материала подвергается износу под абразивным воздей¬
ствием твердых частиц, летящих в газовой струе. Такой износ может возни¬
кать вдоль поверхности материала, перпендикулярно и под углом к ней.
143
Таблица 7.7.2.1. Снижение удельного износа
мелющих тел с 1958 по 1971 г.
До 1960 г.
1966 г.
1971 г.
Износ обычной углеродистомарганце¬
100
вой стали, г/т цемента
Износ высокопрочной стали, г/т це¬
—
100
50
мента
Затраты на восстановление износа,
100
20
10
%
Экономия, %
80
90
1000 г на 1 т цемента, в том числе 850 г/т приходится на ме¬
лющие шары и 150 г/т — на плиты футеровки.
7.7.2. Меры по снижению удельного износа мелющих тел.
Уже к 1955 г. было установлено, что применение соответствую¬
щих легирующих добавок может значительно снизить удельный
износ мелющих тел. В табл. 7.7.2.1 показано снижение удель¬
ного износа мелющих шаров цементных мельниц в течение
1958—1971 гг. при производстве обыкновенного цемента типа
I ASTM [78].
7.7.3. Износ износоустойчивых мелющих шаров (Rc = b9) в
цементных мельницах открытого цикла. Удельный износ таких
мелющих тел колеблется от 15 до 110 г/т цемента, независимо
от содержания хрома в материале шаров. Это связано с раз¬
личной термообработкой мелющих тел. В табл. 7.7.3.1 приведе¬
но сопоставление величин износа мелющих тел твердостью
59 Rc (примерно 600 BHN), изготовленных различными фир¬
мами.
Таблица 7.7.3.1. Удельный износ мелющих тел,
изготовленных различными фирмами
Поставщик мелющих тел
А
В
С
D
Содержание хрома, %
12
12
17
12
Продолжительность использования мелющих
3933
3410
5190
4480
тел, ч
Количество размолотого цемента, 103 т
93,6
78,2
119,4
103,1
Удельный износ мелющих тел, г/т
65
77
15
110
Таблица 7.7.4.1. Износ материала при помоле угля
Масса футе-
Масса изно¬
Масса мелю¬
ровочных
шенного ма¬
Способ помола
щих тел, кг.
плит, кг
териала, кг.
на 1 т угля
на 1 т угля
на 1 т угля
Совмещение сушки с помолом
0,28
0,07
0,35
Раздельные сушка и помол
0,11
0,02
0,13
144
Таблица 7.7.5.1. Износ мелющих шаров высокой твердости
в цементных мельницах
Материал
Износ,
г/т цемента
Износ,
г/кВтч
Вид клинкера
Кованые шары,
37
3,91
Клинкер мокрого способа про¬
BHN=600
19
2,1/
изводства
90
41
Клинкер мокрого способа про¬
Литые шары Rс =
60
6,0/
изводства (различный)
40
2,9
Клинкер мокрого способа про¬
= 54; BHN=550
изводства со шлаком
56
5,3
Клинкер мокрого способа про¬
изводства
50
5,0
Клинкер мокрого способа про¬
изводства н клинкер Леполь
7.7.4. Скорость износа нелегированных материалов в уголь¬
ных мельницах (табл. 7.7.4.1).
7.7.5. Удельный износ мелющих шаров высокой твердости в
цементных мельницах [79] (табл. 7.7.5.1).
7.7.6. Износ материала в г/кВт-ч. В табл. 7.7.6.1 даны вели¬
чины износа мелющих шаров и броневых плит в г/кВт-ч (Сур-
ман [80]).
Таблица 7.7.6.1. Износ мелющих тел и броневых плит трубных мельниц
Размалываемый материал
Износ,
г/кВт-ч
мелющих тел
футеровочных плит
Сырье
5—15
1,0—4,0
Уголь
1—10
0,5—2,5
Клинкер
20—40
1,5—5,0
7.7.7. Износ мелющих тел и броневых плит, применяющихся
в советской цементной промышленности [81] (табл. 7.7.7.1).
Таблица 7.7.7.1. Износ материала мельниц
при помоле цемента (СССР)
Размалываемый материал
Износ, кг, на 1 т цемента
мелющих шаров | броневых плит
Уголь
0,3
0,04
Мергель
0,5
0,05
Известняк
0,8
0,10
Клинкер шахтных печей
0,7
0,10
Клинкер вращающихся печей
0,8
0,12
Смесь клинкера и доменного шлака при
1,0
0,15
помоле шлакопортландцемента
10-394
145
1
7.7.8. Износ материалов в шведской цементной промышлен¬
ности. Нареди [82] определил величину износа мелющих тел,
которые применяются на цементных заводах концерна «Сканс¬
ка цемент» (Швеция). Обычно используются кованые и зака¬
ленные мелющие шары шведского производства твердостью
около 600 BHN. Цильпебс изготовляется из специальных отли¬
вок. Размалываются клинкер и гипс без других добавок. Износ
мелющих шаров фирмы «Сканска цемент» приведен в
табл. 7.7.8.1.
Таблица 7.7.8.1. Износ мелющих шаров фирмы «Сканска цемент»
Характеристика
Многокамерная
мельница—помол
в открытом цикле
Помол в зам¬
кнутом цикле
Завод А
Количество размолотого цемента, т
1 386 ООО
7Ю000
Удельная поверхность по Блейну, см2/г
3 070
2 990
Износ, г/т:
шаров
45
41
цильпебса
117
159
итого
162
200
Общий износ, г/(кВт-ч)
4,4
5,9
Завод В
Количество размолотого цемента, т
L423 000
1 134 000
Удельная поверхность по Блейну, см2/г
3310
3 450
Износ, г/т:
шаров
, 226
169
цильпебса
82
4
итого
; 308
173
Общий износ, г/(кВт-ч)
8,4
4,7
7.7.9. Зависимость износа броневых плит от диаметра мель¬
ниц. Детмер [83] установил, что с увеличением диаметра
мельницы снижается износ броневых плит на 1 т размалывае¬
мого материала. При увеличении диаметра производительность
мельницы возрастает в степени 2,6, в то время как поверхность
броневых плит находится в линейной зависимости от диаметра
мельницы. На условном примере можно показать, что удель¬
ный износ броневых плит мельницы диаметром 3,95 м состав¬
ляет около 52% износа плит мельницы диаметром 2,90 м. Од¬
нако последующее обсуждение свидетельствует, что это утверж¬
дение не совсем правильно.
Действительно, с увеличением диаметра.мельницы уменьша¬
ется отношение поверхности плит к производительности и к
массе шаров загрузки. В результате работа измельчения мате-
146
риала только мелющими телами возрастает, а полезная работа
взаимодействия между мелющими шарами и плитами снижа¬
ется. Это может привести к снижению удельного износа плит
и одновременному повышению износа шаров. Такой тенденции
противодействует значительное давление на футеровку, возни¬
кающее в крупных мельницах.
Бернутат [54а] показал, что износ плит в конечном счете
пропорционален энергии, приходящейся на каждую единицу
поверхности бронефутеровки. Независимо от частоты вращения
и коэффициента заполнения мельницы часть энергозатрат, рас¬
ходуемая на износ бронефутеровки, остается неизменной.
Бернутат разработал следующую формулу для определения
износа футеровочных плит:
ДЛ1 = kdl’5t,
где ДМ — изиос футеровочных плит; k — постоянная; d — диаметр после t ча¬
сов эксплуатации.
Из этой формулы видно, что с возрастанием диаметра мель¬
ницы износ облицовочных плит увеличивается в степени 1,5.
8. Приводы мельниц
До настоящего времени нет единого мнения о превосход¬
стве одних типов приводов трубных мельниц над другими, на¬
пример центрального привода над периферическим с венцовой
и подвенцовой шестернями, в отношении коэффициента полез¬
ного действия. Для одинаковых мельниц к. п. д. приводов обо¬
их типов может достигать 98 или 97% в зависимости от их кон¬
струкции. Однако капитальные затраты на центральный привод
на 50—60% превышают затраты на периферический для мель¬
ниц одинакового размера. Такой вывод сделан на основе аме¬
риканских цен. По данным Шреблера [84], различие в стоимо¬
сти рассматриваемых приводов еще значительнее. В противо¬
положность этому Экл [86а] считает, что затраты на централь¬
ный привод только на 5—20% превышают затраты на привод
с венцовой шестерней. В настоящее время выпускаются венцо-
вые шестерни диаметром до 12 м с шириной зуба до 1,1 м.
С помощью венцовой шестерни можно передавать мощность до
3000 кВт [84—86]. Фирма «Гумбольдт-Ведаг» в 1977 г. вы¬
пустила новый тип привода для трубной мельницы; привод
имеет венцовую и две приводные шестерни и рассчитан на мощ¬
ность до 6700 кВт [84а].
8.1. Конструкции центральных приводов
Различные типы конструкций центрального привода схема¬
тически представлены на рис. 8.1 —8.4 [87].
10*
147
На рис. 8.1 показана двухступенчатая двухходовая переда¬
ча с одним приводным двигателем, а на рис. 8.2— двухступен¬
чатая двухходовая передача с двумя двигателями. В целях
экономии места может выполняться вариант, изображенный
штриховыми линиями. На рис. 8.3 показана трехступенчатая
двухходовая передача с двумя приводными двигателями; пер¬
вая и вторая ступень являются планетарными передачами.
/
Рис. 8.1. Центральный при¬
вод трубных мельниц;
двухступенчатая двуххо¬
довая передача с одним
приводным двигателем
1 — мельница; 2 — двигатель
Рис. 8.2. Центральный привод
трубных мельниц; двухступен¬
чатая двухходовая передача с
двумя приводными двигате¬
лями
/ — мельница; 2 — двигатель
Рис. 8.3. Центральный при¬
вод трубных мельниц; трех¬
ступенчатая двухходовая
передача с двумя привод¬
ными двигателями
1 — мельница; 2 — планетарная
передача; 3—двигатель; 4—
разгрузочное устройство мель¬
ницы
Рис. 8.4. Центральный при¬
вод трубных мельниц; трех¬
ступенчатая двухходовая
передача с одним привод¬
ным двигателем
1 — мельница; 2 — разгрузочное
устройство; 3 — двигатель
На рис. 8.4 показана трехступенчатая двухходовая передача с
одним приводным двигателем.
8.1.1. Центральный привод с двухступенчатой планетарной
передачей (фирма «Мааг-Цанредер», Цюрих, Швейцария).
Этот центральный привод разработан специально для шаровых
мельниц.
148
При осевом соединении деталей машин температурные удли¬
нения воспринимаются без деформации корпуса и без повреж¬
дений контактной поверхности зубьев (телескопический эф¬
фект). Изменения положения фланцев мельницы воспринима¬
ются зубчатой муфтой и торсионным валом.
Тройная планетарная приводная система с центральным ко¬
лесом без опорной системы, имеющим три зубчатых зацепления,
Рис. 8.5. Центральный привод с передачей, воспринимающей без повреждений
температурные деформации
обеспечивает надежное и равномерное распределение крутяще¬
го момента.
Небольшие плоские опорные поверхности корпуса, возмож¬
ность своевременной регулировки осей планетарного механиз¬
ма, подвешенных к эксцентриковым обоймам, и соответствующая
шлифовка зубчатых зацеплений служат гарантией полноты
контакта зубьев по всей высоте. Могут применяться подшип¬
ники качения и подшипники скольжения. Преимуществом пос¬
ледних является неограниченный срок службы, малый риск
повреждения зубьев при дефектах подшипника и возможность
быстрого ремонта.
Осевая штекерная конструкция соединения предотвращает
опасность самопроизвольного развинчивания гаек или болтов
на вращающихся деталях планетарного механизма.
В зависимости от наружной температуры автоматически ре¬
гулируется температура передачи с помощью системы смазки.
Подключение вспомогательных приводов позволяет легко
осуществлять все необходимые операции, медленное и преры¬
вистое вращение, а также остановки в любом заданном поло¬
жении.
149
Передаточное число двухступенчатой планетарной передачи
позволяет использовать стандартный двигатель, имеющий ча¬
стоту вращения до 1000 об/мнн н высокий к. п. д. Коэффици¬
ент полезного действия асинхронного двигателя возрастает при
повышении частоты вращения и мощности. Планетарная пере-
Рис. 8.6. Разрез двойной планетарной передачи
Рис. 8.7. Центральный привод с осевым соединением механизмов
А — мельница; В — разгрузочное устройство; С — зубчатое соединение с торсионным ва¬
лом и ограничением осевых перемещений; D — планетарная передача; Е — зубчатое со¬
единение с вкладышем и ограничением осевых перемещений; F — электродвигатель;
G — планетарная ось 2-й ступени; И — планетарная ось 1-й ступени; / — центральная
шестерня 1-й ступени; KI — контрольный зазор при монтаже планетарной передачи;
К2 — контрольный зазор между двигателем и передачей при монтаже; КЗ — контроль¬
ный зазор при монтаже электродвигателя
дача с закаленными и шлифованными соединениями централь¬
ного колеса с планетарными шестернями при полной нагрузке
имеет к. п. д. около 98,9%. По данным заводов-изготовителей,
это значение получено при точных измерениях на планетарной
передаче мощностью 7500 л. с. Закаленные и шлифованные зуб¬
чатые соединения, а также подшипники скольжения работа¬
ют без износа.
В зависимости от способа опирання и температурных де¬
формаций различают три типа опор L,—L3 (рис. 8.7).
150
Такой привод занимает меньшую площадь, чем приводы
других конструкций. Однако нельзя ограничить помещение в
продольном направлении. Расположение привода должно обес¬
печивать беспрепятственный доступ к мельнице и электродви¬
гателю. Обычно транспортируются два полностью смонтирован-
Рпс. 8.8. Общий вид планетар- Рис. 8.9. Две планетарные передачи для
ной передачи фирмы «Мааг» мельниц мощностью 6000 и 3000 л. с.
(фирма «Мааг»)
ных блока передачи, например первая и вторая ступени, что
облегчает дальнейшие монтажные работы и исключает прони¬
кание пыли.
По данным фирмы «Мааг», капиталовложения на помоль¬
ную установку с осевым планетарным приводом выше, чем,
например, на установку с двойным периферическим приводом,
но значительно ниже, чем в случае применения радиального
двигателя.
Стоимость установки мощностью 5,5 МВт с центральной
планетарной передачей превышает на 5% стоимость такой же
установки, имеющей периферический привод; при применении
радиального двигателя стоимость возрастает на 15% • Разуме¬
ется, эти показатели меняются при изменении мощности. Наи¬
более низкие удельные затраты на 1 л. с. возникают при ис¬
пользовании привода с планетарной передачей мощностью от
5000 до 10 000 л. с.
Парк станков фирмы «Мааг», имевшийся в наличии в 1977 г.,
позволял выпускать планетарные передачи мельниц мощностью
до 10 МВт.
Крупнейшие планетарные передачи приводов шаровых
мельниц для цементной промышленности, выпущенные фирмой
«Мааг-Цанредер» (Цюрих), достигали мощности 6,4 МВт.
По заказам цементной промышленности в период с 1967 по
1977 г. было изготовлено 48 центральных планетарных передач.
При эксплуатации закаленных и шлифованных зубчатых сое¬
динений износа не наблюдалось [87а].
8.1.2. Центральный привод с передачей «Симметро» (фир¬
ма «Смидт», Копенгаген). Фирма «Смидт» выпускает для мель¬
ниц с центральным приводом так называемые передачи «Сим¬
метро». Для мощности до 6000 кВт поставляются двухходовые
двухступенчатые передачи (рис. 8.10). Первая ступень передачи
имеет косозубое зацепление, а вторая — шевронное. Вал приво¬
да с помощью пружинной подвески опирается на подшипники
скольжения со свободным перемещением. Подшипник воспри¬
нимает вес тихоходного цилиндрического колеса и части вала.
При установке на промежуточных валах свободно вращающих¬
ся направляющих колец между ними центрируется звездочка.
Такая конструкция приводит к равномерному распределению
нагрузки на оба промежуточных вала, причем сама звездочка
занимает нейтральное положение. Каждый приводной и про¬
межуточный вал опирается на два сферических роликовых под¬
шипника.
Для мощности до 12000 кВт фирма «Смидт» выпускает че¬
тырехходовые трехступенчатые передачи (рис. 8.11). Такая
передача состоит из двух отдельных масло- и пыленепроницае¬
мых коробок. Приводные валы коробок передач I и II являют¬
Рпс. 8.10. Передача «Снимет- Рис. 8,11. Передача «Симметро» типа
ро» типа TS фирмы «Смидт» TTS фирмы «Смидт» для передачи мощ-
для передачи мощности до пости до 12000 кВт
6000 кВт
1 — мельница; 2 —передача «Сим¬
метро»; 3 — вспомогательная пере¬
дача; 4 — вспомогательный двига¬
тель; 5 — приводной двигатель
152
ся концентрическими. В коробке / монтируются первая и вто¬
рая передаточные ступени с одинарным косозубым зацеплени¬
ем, а коробке II — третья передаточная ступень с шевронным
зацеплением. Каждый вал опирается на два сферических роли¬
ковых подшипника.
Нагрузка распределяется следующим образом. В коробке
передач 1 быстроходный вал через приводную шестерню связан
с двумя промежуточными колесами, установленными на про¬
межуточных валах с шестернями (рис. 8.12). Каждая шестерня
Рис. 8.12. Схема симметричной передачи «Симметро»
типа TTS фирмы «Смидт»
в свою очередь входит в зацепление е еще двумя промежуточ¬
ными колесами. Эти четыре колеса установлены на полых ва¬
лах. Соединение с коробкой передач II осуществляется с
помощью торсионных валов, проходящих внутри полых валов.
Торсионные валы соединены с приводным валом коробки пере¬
дач II с помощью стержневых муфт. При этом четыре привод¬
ных вала через свои шестерни связаны с тихоходным и цилинд¬
рическим зубчатыми колесами. Подключение к мельнице осу¬
ществляется с помощью мембранной муфты. Равномерное
распределение нагрузки достигается при регулировке стержне¬
вых муфт приводных валов; нагрузка измеряется тензодатчи-
ками. Применение двух коробок передач, с одной стороны, по¬
зволяет снизить размеры механизма, а с другой — использовать
для смазки шестерен наиболее подходящее масло.
Первая передача «Симметро» была выпущена фирмой
«Смидт» в 1927 г. К 1977 г. выпущено 1470 таких передач.
В Копенгагенском технологическом институте был определен
к. п. д. передачи, который при полной нагрузке оказался рав¬
153
ным 99,5—99,6% [87b]. По данным поставщиков, такой высо¬
кий к. п. д. объясняется очень малым трением. При зубчатом
зацеплении возникает незначительное трение, а шевронное за¬
цепление и применение специальных легированных сталей по¬
зволяют снизить площадь соприкосновения зубьев. Потерн в
подшипниках также невелики, так как значительные осевые
усилия гасятся шеЕроипым зацеплением [87с].
Сравнение стоимости (по данным фирмы «Смидт») пока¬
зывает, что если стоимость мельницы с двигателем и двойным
периферическим приводом принять за 100%, то такая же мельни¬
ца с одинарным приводом будет стоить 105%, а с приводом «Сим-
метро»— 109%. Однако здесь необходимо учесть больший
срок службы последнего по сравнению с периферическим [87с].
8.2. Конструкции периферических приводов
с зубчатыми венцами
Ниже приведены два типа периферических приводов мель¬
ниц с зубчатыми венцами [88].
Рис. 8.13. Периферический привод трубиых мельниц: двигатель, ре¬
дуктор, подвенцовая шестерня и венец
Показанный на рис. 8.13 привод с редукторной передачей
позволяет применять серийные быстроходные двигатели. Быст¬
роходные и тихоходные валы имеют упругие соединительные
муфты. Такой одношестеренчатый привод с зубчатым венцом
применяется преимущественно для крупных мельниц мощностью
до 3000 кВт.
На рис. 8.14 показана такая же конструкция привода, как
на рис. 8.13, но все элементы здесь повторены дважды; имеют¬
ся два зубчатых венца, привод с двумя шестернями и два дви¬
154
гателя. Такой привод может применяться для передачи мощ¬
ности до 7000 кВт.
Подбор двигателей для мельниц. При подборе двигателей
для мельниц необходимо предусматривать резерв мощности
от 15 до 20% в зависимости от типов двигателей, имеющихся
в наличии. Конструкторы мельниц предусматривают резерв
мощности двигателей 5—10%, так как изменения количест¬
ва материала могут увеличить энергозатраты. При отсутствии
Рис. 8.14. Периферический привод трубных мельниц: два двигателя
с редукторами, две подвенцовые шестерни и венец
питания мельница расходует большую мощность; для такого
случая требуется резерв мощности около 10%. Колебания на¬
пряжения в сети также могут привести к повышению затрат
энергии на помол [89].
8.3. Безредукторный привод трубных мельниц
Безредукторный привод трубных мельниц является новым
конструктивным решением. Крупные трубные мельницы при¬
водятся в действие непосредственно от двигателя низкой час¬
тоты без промежуточных редукторов. Электротехники рекомен¬
дуют для этих целей применять двигатели переменного тока с
переменными частотой и числом оборотов. Источником пере¬
менного тока низкой частоты для таких электродвигателей
являются умформеры, работающие на полупроводниковых схе¬
мах. При небольшой частоте вращения (13—15 об/мии) уста¬
навливается синхронный двигатель с частотой 5,5 Гц.
155
Привод без коробки передач может иметь два принципиаль¬
ных конструктивных решения. На рис. 8.15 показана конструк¬
ция, где ротор установлен на удлиненном и усиленном подшип¬
нике шейки вала мельницы. При такой конструкции обеспечи¬
вается хороший доступ к мельнице и двигателю.
На рис. 8.16 показана конструкция, в которой корпус мель¬
ницы имеет особую форму на участке примыкания к двигателю.
Рис. 8.15. Безредукторный привод для Рис. 8.16. Безредукторный привод
трубных мельниц (модификация I) трубных мелышц (модификация
1 — ротор; 2 — статор II)
1 — ротсф; 2 — статор
Здесь двигатель кольцом охватывает корпус мельницы; преи¬
муществом такой конструкции является минимальная общая
длина. К недостаткам конструкции относятся влияние на дви¬
гатель температурных колебаний и деформаций цилиндра
мельницы под действием нагрузок от размалываемого мате¬
риала и необходимость в специальном корпусе для подгонки
мельницы и двигателя друг к другу.
Между помольным барабаном и связанным с ним корпусом
ротора должен выдерживаться зазор шириной около 500 мм;
этот зазор на рисунках не показан [90].
Синхронный двигатель разгоняет мельницу от неподвижно¬
го состояния до рабочей скорости. В интервале 80—100% но¬
минальной частоты вращения мельница может работать с
наибольшим к. п. д. Без специального оборудования мельницу
можно вращать в течение короткого времени с очень низкой
частотой, что позволяет установить люк в необходимое поло¬
жение.
О стоимости указанных конструкций имеются только непол¬
ные данные [90 а]. Однако можно сказать, что до мощности
3700 кВт капиталовложения на безредукторные приводы зна¬
чительно выше, чем для аналогичных приводов с коробками
передач. С увеличением мощности разница в затратах умень¬
шается. Если полную стоимость мельницы с кольцевым дви¬
гателем принять за 100%, то затраты, приходящиеся на саму
мельницу с броневой футеровкой, равны 43%, а на кольцевой
двигатель с умформером — 57% [84].
156
Впервые цементная мельница с безредукторным приводом
была установлена в Гавре (Франция). Производительность
мельницы составляла 200 т цемента в 1 ч при мощности при¬
водного двигателя 6400 кВт и частоте вращения 15 об/мин.
Двигатель выпущен акционерным обществом «Браун, Бовери
и К°» (Баден, Швейцария). Мельница диаметром 5 м изготов¬
лена фирмой «Ведаг», ны¬
не «КГД —Индустрианла-
ген» (Кёльн, ФРГ).
При диаметре мельницы
5000 мм диаметр статора в
свету равен 8000 мм, а на¬
ружный диаметр двигате¬
ля—10000 мм. Длина дви¬
гателя около 950 мм. Раз¬
ность температур между
ротором и корпусом мельни¬
цы составляет примерно
100° С. Для облегчения
транспортирования и мон¬
тажа статор и ротор изго¬
товляются из двух частей.
Важным преимущест¬
вом безредукторных приво¬
дов трубных мельниц явля¬
ется отсутствие трения в
приводе. Дополнительная
нагрузка на корпус мель¬
ниц, вызванная двигателем, рис 8.17. Статор двигателя мельницы с
составляет около 15% н не безредукторным приводом
требует изменения конст¬
рукции.
Применение безредукторного привода мельниц дает боль¬
шую свободу при проектировании помещений.
В настоящее время обычные приводы мельниц ограничены
мощностью 12000 кВт (см. разд. 9.2). Безредуктсрный привод
позволяет создать еще более мощные мельницы, так как пере¬
даваемые двигателем усилия больше не ограничиваются кон¬
струкцией коробки передач.
На рис. 8.17 приведен статор электродвигателя мельницы,
а на рис. 8.18 показаны работы по монтажу двигателя. На
рис. 8.19 и 8.20 представлен двигатель мельницы во время за¬
пуска в эксплуатацию (фирма «Браун, Бовери и К°»).
В 1977 г. эксплуатировалось и было заказано 27 безредук¬
торных приводов мельниц, в которых большинство двигателей
расположено кольцом вокруг корпуса мельницы (см. рис. 8.16).
Конструкция остальных приводов показана на рис. 8.15. Две
новые помольные установки с безредукторным приводом отно-
157
Рис. 8.18. Монтаж двигателя мельницы с безредукторный приводом
Рис. 8.19. Приводной двигатель и мельница с безредукторный при¬
водом (подготовка к запуску в эксплуатацию)
158
сятся к первому типу; они
построены в последние два
года [91].
9. Оптимальные размеры
корпуса мельницы
Размеры корпуса мель¬
ницы могут считаться опти¬
мальными только в том слу¬
чае, когда заданная произ¬
водительность достигается
при минимальном весе. На¬
ряду с этим для обеспече¬
ния устойчивости корпуса
мельницы необходимо, что¬
бы площадь его поверхности
была минимальной. С уче¬
том этих требований Берну-
тат [92] предложил урав¬
нение, по которому минимальный вес мельницы и минимальная
площадь бронеплит достигаются при определенном отношении
длины к диаметру. Для однокамерной мельницы это отношение
равно
Рис. 8.20. Мельница с безредукторны.ч
приводом и электродвигатель
L (длина)
О(диаметр)
= 1,5.
Для двухкамерной мельницы (с перегородкой) отношение
L/D = 3, а для трехкамерной .мельницы (с двумя перегородка¬
ми) L/D = 4,5.
Однако для выбора оптимальных размеров мельниц приве¬
денные соотношения между длиной и диаметром должны быть
согласованы с техническими требованиями к продукту помола.
Для этого имеются две принципиальные возможности.
1. Увеличение диаметра мельницы при постоянной длине:
повышение к. п. д., уменьшение производственной площади на
единицу мощности, сокращение выхода (доли) мелкой фракции
в размолотом материале, рост количества излишне крупных
зерен в продукте, снижение износа стали на 1 т размолотого
продукта.
2. Увеличение длины мельницы при постоянном диаметре:
снижение капиталовложений на единицу мощности оборудова¬
ния; уменьшение количества излишне крупных зерен, увели¬
159-
чение мелкой фракции в размолотом продукте, более низкий
к. и. д., возможность разделения объема мельницы на несколь¬
ко камер [93].
U.I. Толщина корпуса мельницы
Толщина корпуса мельницы из листовой стали составляет
от 1/100 до 1/75 диаметра в зависимости от длины и диаметра
мельницы. Применяется следующая толщина листов:
Диаметр мельницы, м
Толщина корпу
До 1,6
18
1,6—2,0
20
2,0—2,2
25,5
2,2—2,4
28
2,5—3,5
38
3,5—4,25
52
4,25—4,50
58
5,0
63,5
6,4
85/75
Кроме того, было установлено, что толщина стенки зависит
не только от диаметра, но и от длины мельницы. В настоящее
время в длинных мельницах применяют листы переменной тол¬
щины, т. е. стенка корпуса утолщается от краев к центру.
•9.2. Нормы на размеры мельниц
В ФРГ нормируются основные размеры мельниц (DIN
24111 «Трубные мельницы») [94]. Нормы определяют внутрен¬
ний диаметр цилиндра мельницы (с шагом 200 мм), размеры
я расположение люков, размещение болтовых отверстий для
крепления плит, их толщину и радиус.
При расчете толщины корпуса мельницы необходимо при¬
нимать во внимание, что болтовые отверстия для крепления
броневых плит по DIN 24111 снижают прочность стенки мельни¬
цы примерно на 11%.
Цилиндр мельницы изготовляется из стального листа мар¬
ки MRSt 37-2 (DIN 17100, материал № 1.0112.6*) или из мел¬
козернистой строительной стали марки FR 50 (DIN 4102). Так¬
же широко применяется котельная сталь, несмотря на то что
ряд положительных свойств этого материала (например, ус¬
тойчивость к высоким температурам) не требуется для труб¬
ных мельниц.
Мелкозернистые конструкционные стали отвечают всем тре¬
бованиям, предъявляемым к материалу корпуса мельниц; эти
стали хорошо свариваются, хорошо сопротивляются возникно¬
вению трещин и усталостным деформациям [95а].
Высокая прочность мелкозернистой конструкционной стали
позволяет снизить общую массу корпуса мельницы. Например,
* Это соответствует американским сталям по ASTM А-113, тип В.
160
масса корпуса мельницы размером 3,8X14 м, изготовленного
из стали MRSt 37-2, составляет около 80 т, а такой же кор¬
пус из стали FR50 (фирма «Манесман») весит около 63 т [96].
Крупнейшая мельница, проектируемая фирмой «Смидт»,
имеет диаметр 6,4 м, длину 16 м. Мощность мельницы состав¬
ляет 12000 кВт, а масса вместе с мелющими телами— 1800 т.
Масса корпуса мельницы равна 140 т. Толщина листа 85/75 мм,
масса концевых опор 30 т, масса одной цапфы подшипника
50 т, площадь 3190x900 мм.
9.3. Днища мельниц
В настоящее время днища мельниц изготовляются в виде
стальных отливок. Торцовое днище состоит из цапфы подшип¬
ника, короткой конической части и фланца, соединенного бол¬
тами с фланцем, приваренным к корпусу мельницы. Торцовое
днище подвергается в основном изгибающим нагрузкам; рас¬
тягивающие и сжимающие нагрузки минимальны.
В настоящее время коническая часть торцовых днищ мель¬
ниц выпускается почти всегда с гладкой поверхностью. Ребра
жесткости, обычно применявшиеся ранее, вызывают появление
радиальных напряжений.
Раньше торцовые днища мельниц изготовлялись из сталь¬
ного литья марки GS-60.1 (DIN 17100*). Однако в последнее
время для этой цели применяется сферолитный чугун. Как из¬
вестно, сферолитный чугун имеет такие же прочностные свой¬
ства, как и стальное литье, однако стоит значительно дешев¬
ле. При использовании его в крупных торцовых днищах массой
до 25 т достигается значительная экономия.
9.4. Подшипники мельниц
В цементной промышленности для трубных мельниц обыч¬
но применяют подшипники скольжения. При измельчении руд
трубные мельницы устанавливаются на подшипниках каче¬
ния. Такое различие технически не обосновано, однако под¬
шипники качения значительно дороже, чем подшипники сколь¬
жения. При пуске мельницы сопротивление, вызванное тре¬
нием в подшипниках качения, не превышает сопротивления
при нормальной эксплуатации, что позволяет значительно
снизить пусковой момент. Пуск трубных мельниц с подшип¬
никами скольжения требует проведения специально преду¬
смотренных мероприятий — например, выполнения так назы-
ваемрй пусковой смазки для осветления металла подшип¬
ника. Главным инструментом для пусковой смазки подшипни¬
ков качения является масляный насос высокого давления, с
помощью которого запрессовывают смазку между телом под¬
шипника и цапфой мельницы непосредственно перед запуском
* Примерно соответствует стальному литью по ASTM А-27, тип 70-36.
11—394
161
мельницы. Запрессованное под давлением масло поднимает
цапфу мельницы и снижает трение между обеими металличес¬
кими поверхностями до приемлемой величины.
Размеры корпуса подшипника скольжения должны назна¬
чаться такими, чтобы давление на рабочую поверхность под¬
шипника скольжения, изготовленную из баббита, не превыша¬
ло 15—20 кгс/см2, а давление на поверхность из бронзы не пре¬
вышало 25—28 кгс/см2.
Рис. 9.1. Загрузочная
часть трубной мельницы
н конструкция опоры
1—загрузочная цапфа мель¬
ницы; 2 — загрузочная во¬
ронка из чугунного литья
для защиты цапфы от изно¬
са; 3 — загрузочная течка
для исходного материала;
4 — уплотнение; 5 — цапфо-
вый подшипник с вклады¬
шем; 6 — опора — фунда¬
ментная плита
Обычно подшипники скольжения мельниц рассчитывают по
гидродинамической теории смазки. При этом принимается, что
несущая способность масляной пленки возрастает с увеличе¬
нием диаметра подшипника. В малых подшипниках несущая
способность масляной пленки ограничивает нагрузку на под¬
шипник. В больших подшипниках нагрузка на подшипник ог¬
раничивается несущей способностью баббита. Для давления на
подшипник около 25 кгс/см2 допускается применять сплавы
свинца (Sg Pb SnlO, DIN1703), а при давлении до 35 кгс/см2 —
сплавы с оловом (Lg Sn 80, DIN 1703) [87с].
Корпусы подшипников скольжения опираются на поворот¬
ные цапфы, позволяющие компенсировать случайные продоль¬
ные удлинения вдоль оси мельницы.
На рис. 9.1 и 9.2 показаны поперечные сечения загрузочно¬
го и разгрузочного концов мельницы. Ясно видна конструкция
опирания подшипников скольжения мельницы на поворотные
цапфы. На этих рисунках показана мельница размером 2,2Х
162
Х13 м, выпущенная на машиностроительном заводе УЗТМ
(СССР). Размеры даны в мм.
Большое значение имеют длительные измерения темпера¬
туры в подшипниках мельниц. При этом необходимо учиты¬
вать, что температурные датчики должны соприкасаться с ме¬
таллом подшипника, чтобы непосредственно измерять его тем¬
пературу и давать правильные показания. Нецелесообразно и
неправильно определять температуру подшипника по темпера-
Рис. 9.2. Разгрузочная
часть трубной мельницы
/ — выходная решетка мель¬
ницы с отверстиями; 2 —
торцовое днище мельницы;
3 — разгрузочный конус для
выпуска аспирационного
воздуха из мельницы; 4 —
радиальные разгрузочные
лопасти; 5—болты для креп¬
ления выходной решетки;
€ — разгрузочная воронка
мельницы; 7 — барабан для
выгрузки размолотого мате¬
риала; 8 — выпускные от¬
верстия; 9—барабан конт¬
рольного сита; 10 — трубо¬
проводы для выпуска раз¬
молотого материала; 11 —
подшипник разгрузочной
цапфы; 12 — опорная фунда¬
ментная плита
туре смазки, так как из-за плохой теплопроводности масло
может еще не успеть нагреться к тому времени, как металл
подшипника уже достигнет опасных температур.
9.5. Охлаждение подшипников трубных мельниц
Минимальное количество охлаждающей воды на один под¬
шипник в мельницах для помола сырья по сухому способу и в
цементных мельницах составляет 20—25 л/мин [97]. Если тем¬
пература охлаждающей воды на входе в подшипник превыша¬
ет 26° С, то необходимо большее количество воды [98]. Сред¬
ний расход охлаждающей воды для подшипников мельницы
составляет 50 л/мин. Максимальное допускаемое давление на
входе в подшипник равно 2 кгс/см2.
11*
163
9.6. Форма поверхности броневых плит мельниц
а)
Чаще всего броневые плиты мельницы имеют рифленую по¬
верхность. Для снижения износа плит разработаны различные
формы их поверхности. Форма поверхности плит должна обес¬
печить выход мелющих тел из
канавок и изменение направле¬
ния их движения. Поскольку
трудно изменять частоту враще¬
ния мельницы, остается только
вносить необходимые поправки
в траекторию движения мелю¬
щих тел с помощью придания со¬
ответствующей формы броневым
плитам [80].
На рис. 9.3 показаны некото¬
рые типы броневых плит мель¬
ниц, которые применяются в на¬
стоящее время. Толщина броне¬
вых плит зависит от диаметра
мельницы и размера мелющих
тел и обычно находится в преде¬
лах 30—63 мм. Чаще всего при¬
меняют прямоугольные броневые
плиты размером (300—400) X
X (450—650) мм. Масса таких
плит равна 50—125 кг.
Сортирующая броневая футе¬
ровка мельниц. Еще в 1923 г.
американец Карман получил па¬
тент на сортирующую броневую
футеровку. Однако такая футе¬
ровка начала применяться толь¬
ко в последние 5—10 лет.
Основной принцип сортирую¬
щей бронефутеровки состоит в
том, что благодаря форме плит
происходит распределение мелю¬
щих тел по убывающим разме¬
рам вдоль пути измельчаемого
материала. Такая сортировка
размеров мелющих тел с повыше¬
нием тонкости помола материала
повышает производительность мельницы. Тем самым реализует¬
ся теория, по которой размеры мелющих тел должны соответст¬
вовать тонкости помола материала; другими словами, чем тонь¬
ше размолотый продукт, тем мельче мелющие тела.
На рис. 9.4—9.6 показаны однокамерная сырьевая мельни-
Рис. 9.3. Конструкции броневых
плит для футеровки мельниц
а — одноволновая; б — двухволновая;
в — многоволновая; г — с подъемной
планкой; д — «Лорейн»; е — блочная
(ступенчатая); ж — ребристая
164
Рис. 9.4. Трубная мельница фирмы «Смидт» с сортирующими броиеплитама
во второй половине помольной камеры
Рис. 9.5. Цементная мельница фирмы «Смидт» с камерой тонкого помола, фу¬
терованной сортирующими броиеплитами
Рис. 9.6. Мельница фирмы «Смидт» для мокрого помола с камерой тонкого
помола, футерованной сортирующими броиеплитами
165
ща, двухкамерная цементная мельница и двухкамерная мель¬
ница для мокрого помола сырьевого шлама, часть футеровки
которых выполнена из сортирующих броневых плит.
В сырьевой мельнице (рис. 9.4) перед помольной камерой
предусмотрена сушильная камера. Половина помольной камеры
зафутерована сортирующими бро¬
невыми плитами. По данным из¬
готовителя (фирма «Смидт»), та¬
кая конструкция повышает про¬
изводительность мельницы на 7—
8%. Практическим эффектом сор¬
тирующей футеровки является
превращение однокамерной кон¬
струкции в двухкамерную: наибо¬
лее крупные мелющие тела кон¬
центрируются в первой половине
помольной камеры. Как видно из
рисунка, на входе в мельницу
установлен подшипник с башма¬
ком, позволяющим создать отвер¬
стие максимально возможных
размеров для подачи горячих газов (мельница «FLS-Тиракс»).
Цементная мельница (рис. 9.5) с сортирующими броневыми
плитами во второй помольной камере оборудована двумя под¬
порными кольцами для удлинения срока пребывания размалы¬
ваемого материала в мельнице (см. разд. 9.10). Опыт эксплуа¬
тации показал, что к. п. д. двухкамерных цементных мельниц
с сортирующей броневой футеровкой такой же, как у трехка¬
мерных мельниц. Камера грубого помола непригодна для уста¬
новки сортирующих броневых плит1.
На рис. 9.6 показана мельница для мокрого помола сырье¬
вого шлама. Стенки камеры тонкого помола футерованы сорти¬
рующими броневыми плитами. В камере тонкого помола уста¬
новлено три подпорных кольца; на последнем из них предус¬
мотрены возвратные лопасти для мелющих тел. Тем самым
предотвращается попадание мелких мелющих тел на разгру¬
зочную решетку.
На рис. 9.7 показаны три различные конструкции футеров¬
ки с сортирующими броневыми плитами.
9.7. Крепление броневых плит
Обычно в трубных мельницах броневые плиты крепятся на
болтах. При этом каждая плита крепится к корпусу мельницы
•одним или двумя болтами (раньше иногда на одну плиту при¬
ходилось даже по четыре болта). Для повышения прочности
1 В СССР обычно придерживаются противоположной точки зрения.
(Прим. ред.)
О)
Рис. 9.7. Сортирующие бронепли-
ты мельниц
-а — конструкция Кармана; б — конст-
•рукцня Слегтена — Маготто; в — кон¬
струкция фирмы «Смидт>
166
Pf.b
1
корпуса мельницы и снижения затрат на уход за болтовыми со¬
единениями применяется футеровка с малым числом болтов, а
‘ в последнее время разработана конструкция крепления броне-
! вой футеровки вообще без болтов.
На рис. 9.8 показана новая конструкция плит, где на бол¬
тах крепится только каждая вторая плита, а промежуточные
плиты удерживаются за счет давления соседних плит. При та¬
кой конструкции количество болтов уменьшается вдвое.
Рис. 9.9. Крепление бронефутеровки Рис. 9.10. Безболтовое крепление'
четырьмя болтами на кольцо бронефутеровки
На рис. 9.9. показана другая возможность для снижения чи¬
сла болтов: по окружности корпуса на болтах крепятся только'
четыре плиты, остальные плиты удерживаются сжатием.
На рис. 9.10 показана футеровка корпуса мельницы броне¬
выми плитами без применения болтов. Края отдельных плит
должны иметь достаточную высоту для обеспечения плотности1
футеровки в стыках. Вначале корпус мельницы футеруется на¬
половину, крайние плиты сжимаются; затем мельница повора¬
чивается и плиты укладываются на второй половине окруж¬
ности корпуса [100].
9.8. Межкамерные перегородки
В многокамерной мельнице специальные перегородки раз¬
деляют корпус на несколько камер, выполняющих особые функ¬
ции в процессе помола.
Перегородки должны предотвращать попадание слишком
крупных зерен размалываемого продукта в соседнюю помоль¬
ную камеру, так как щели пропускают измельченный материал
167
только заданной крупности. От конструкции и размеров пере¬
городок между камерами зависят тонкость помола и произво¬
дительность мельницы.
Перегородки изготовляются в виде одно-и двухслойных кон¬
струкций.
Одинарные перегородки пропускают размалываемый мате¬
риал без специальной сортировки. Размолотый материал про¬
давливается через необработанный материал, загружаемый в
мельницу, и через щели в перегородке попадает в следующую
помольную камеру. Отверстия в центре перегородки служат
для вентилирования мельницы (рис. 9.11).
Рис. 9.11. Одинарная перегородка мельницы
На рис. 9.11 показана одинарная перегородка мельницы
размером 2,2X13 м (советского производства, УЗТМ). Пере¬
городка состоит из 16 одинаковых секторов.
Двойные перегородки обычно устанавливают между пер¬
вой и второй помольными камерами. На рис. 9.12 показана
двойная сортирующая перегородка. Она состоит из двух тор¬
цовых стенок 2 и 3, внешнего стального кольца 1, на котором
закреплены направляющие лопасти 4, сортирующего конуса 5
и болтовых соединений 6, скрепляющих отдельные элементы
конструкции. Материал, измельченный в первой камере, через
щели в передней стенке перегородки поступает в пространство
между передней и задней стенками и попадает на спиральные
168
направляющие лопасти. Последние поднимают размалываемый
материал вверх и в нужный момент выбрасывают его через
заднюю стенку перегородки. Часть материала через щели в
задней стенке попадает во вторую помольную камеру, осталь¬
ной материал подает с направляющих лопастей на сортирую¬
щий конус. Мелкая фракция материала через щели в конусе
попадает во вторую камеру, а крупные зерна скользят по по¬
верхности конуса и возвращаются в первую помольную каме¬
ру для дробления.
Рис. 9.12. Двойная перегородка мельницы
Перегородки состоят из отдельных деталей, которые можно
подавать в мельницу через люки. Для улучшения прохода ма¬
териала щели располагаются в кольцевом или радиальном на¬
правлении. Щели на задней стенке перегородки в 1,5—2 раза
шире, чем на передней. Такая форма щелей предотвращает
их случайное засорение размалываемым материалом (рис.
9.13).
9.9. Живое сечение перегородок
Значительное влияние на производительность мельницы
оказывает отношение поверхности щелей к полной поверхности
правлении. Щели на задней стенке перегородки в 1,5—2 раза
мер, размалываемого материала и крупности мелющих тел.
Сумма площадей щелей называется живым сечением перего¬
родки и выражается в процентах. Размер живого сечения и
ширина щелей колеблется в пределах, приведенных в табл.
9. 9.1.
Живое сечение перегородки с течением времени увеличива¬
ется, так как ширина щелей возрастает при износе краев.
В Советском Союзе для изготовления перегородок и бро¬
невых плит мельниц применяется чугун марки 70 XJT, имею-
169
Таблица 9.9.1. Живое сечение и ширина щелей перегородок [101]
Перегородка
Тип мельницы
1
II
Ш
живое
сечеиие,
%
ширина
щелей,
мм
жнвое I
сечеине,
% 1
ширина
щелей,
мм
живое
сечеиие,
%
ширина
щелей,
мм
Цементные мельницы:
четырехкамерные
трехкамерные
8—14
8—14
10—20
10-20
3—10
3-8
6—10
6-8
3—7
6-8
Сырьевые мельницы:
четырехкамерные
трехкамерные
Угольные мельницы
двухкамерные
8—20
8-20
6
10—25
10—25
5-8
3-5
3-5
6—8
6—8
3-5
6—8
А-В
7Z&
щ
\
п
\ 1
ц
!—* 1
Рис. 9.14. Перегородка в мель¬
нице мокрого способа помола
иций следующий химический состав, %: углерод 0,65—0,75,
марганец 0,55—0,85, кремний 0,25—0,45, хром 0,80—1,10, ни¬
кель 1, сера 0,04, фосфор 0,05.
Кроме описанных выше двойных сортирующих перегородок
применяют также так называемые элеваторные двойные пере¬
городки, в которых имеются щели только со стороны поступле¬
ния материала. В задней стенке перегородки и в конусе, рас¬
положенном между стенками, щелей нет. Перегородки такой
конструкции служат исключительно для ускорения поступле¬
ния материала в мельницу и обычно применяются при мокром
способе помола (рис. 9.14).
9.10. Подпорные кольца
В многокамерных мельницах внутри отдельных камер иног¬
да устанавливают одну или две дополнительные перегородки
в виде так называемых подпорных колец. Назначение этих
170
колец заключается в повышении уровня материала в мельни¬
це, благодаря чему тормозится поступление размалываемого
материала. При этом возрастает
время нахождения размалывае¬
мого материала в мельнице и в
результате повышается тонкость
помола.
Подпорные кольца состоят из
отдельных круговых элементов
(рис. 9.15); они изготовляются из
такого же материала, как перего¬
родки между помольными каме¬
рами. Высота подпорного кольца
составляет 0,4 половины внут¬
реннего диаметра мельницы. Жи¬
вое сечение равно 30% полной по¬
верхности подпорного кольца.
9.11. Продолжительность нахождения размалываемого
материала в трубных мельницах
В табл. 9.11.1 приведено время нахождения размалываемо¬
го материала в трубных мельницах в зависимости от размеров-
мельниц, числа камер и циркулирующего материала. Время на¬
хождения материала в мельнице определялось опытным путем
при наблюдении за движением материала, маркированного-
флуоресцентными красками [102].
Рис. 9.15.
мельницы
Подпорное кольцо»
Таблица 9.11.1. Время помола материала в трубных мельницах
Фирма-изготовитель мельницы
Размеры, м
Число
камер
Количество
циркулирую¬
щего мате¬
риала, %
Время прохож¬
дения разма¬
лываемого
материала,
мии
«Аллис-Чалмерс»
3,6X10,9
2
355
6
«Фуллер-Трейлор»
3,6X12,7
2
573
5
«Полизиус»
2,1X12,7
3
Открытый
цикл
17
«Смидт»
2,9X10,3
2
206
6,5
«Фуллер-Трейлор»
3,6X12,1
2
566
3
«Аллис-Чалмерс»
2,4X9,7
3
685
7
«Фуллер-Трейлор»
2,4X9,4
3
530
5
«Аллис-Чалмерс»
3,3X4,8
1
785
1
«Фуллер-Т рейлор»
3,0X9,7
2
378
3
«Аллис-Чалмерс»
4,2X4,8
1
1000
3,5
«Смидт»
2,6X12,0
3
862
8
«Смидт»
3,3X10,3
2
448
5,5
«Нордберг»
3,3X10,3
2
325
7
«Нордберг»
4,2X12,4
2
390
6
«Аллис-Чалмерс»
3,0X4,8
1
363
5
SKET-ZAB, Дессау
4,0X7,0
1
230
6
171:
9.12. Запуск новых мельниц в эксплуатацию
Поставщики рекомендуют дать проработать новым мельни¬
цам 48 ч без заполнения мелющими телами, чтобы удостове¬
риться в надежной работе и способности подшипников мельницы
воспринимать большие нагрузки. После этого мельница эксплуа¬
тируется в течение 150 ч с 50%-ным заполнением мелющим и те¬
лами и следующие 150 ч — с 80%ным заполнением мелющими
телами; затем можно передать на мельницу полную нагрузку.
Для предотвращения ненужного износа мелющих тел и броне¬
вых плит шаровая мельница не должна работать без заполнения
размалываемым материалом.
Правильная дозировка размалываемого материала служит
условием успешной эксплуатации мельницы. Качество готово¬
го продукта позволяет дать оценку правильности дозировки.
Нормальный помол можно определить по шуму мельницы. Ес¬
ли в мельнице слишком мало материала, то ясно слышен ме¬
таллический звук, связанный с падением мелющих тел на от¬
крытые поверхности броневых плит. Если же в мельнице слиш¬
ком много материала, то металлического звука не слышно
совсем или он слышен слабо в зависимости от количества за¬
груженного в мельницу материала. При правильной дозиров¬
ке шум мельницы находится между двумя описанными грани¬
цами [103].
10. Помол цемента
Помол цементного клинкера является решающей и в то же
время последней технологической операцией в процессе произ¬
водства цемента. От этой операции зависит качество цемента.
Цемент следует измельчать до достижения высокой удель¬
ной поверхности. Кроме того, готовый продукт должен отве¬
чать определенному гранулометрическому составу, что позво¬
лит улучшить процесс твердения.
Технология помола цемента основана на следующих пред¬
посылках. Наиболее благоприятна для обеспечения прочности
цемента фракция размером от 3 до 30 мкм. Фракция с зерна¬
ми размером менее 3 мкм оказывает влияние только на на¬
чальную прочность; эта фракция быстро гидратируется, и через
1 сут цемент набирает максимальную прочность при изгибе и
сжатии. Фракция более 60 мкм гидратируется очень медленно
и мало влияет на прочность цемента.
Фракция от 3 до 30 мкм должна содержаться в цементе в
следующем количестве, %: в обычных цементах — 40—50, в
высокомарочных — 55—65, в особо прочных-—более 70.
172
Приведенные значения являются ориентировочными, так
как наряду с гранулометрическим составом на прочность це¬
мента влияет также минералогический состав.
Й,кес /смг
воо
500
ООО
500
ООО
/00
О
/
/
//
?0jOrie—
Гг
15-160 пк"
S, см /г
180 О О
16000
16000
17000
10000
8000
6000
6000
2000
1 3 1 г, су /л
28
0 7 6 6 d.MKM
О 20 60 60 d,HKh
Рис. 10.1. Рост прочности при сжатии раз¬
личных фракций цемента
R — прочность в образцах из растворов жесткой
консистенции; т — срок твердения
Рис. 10.2. Удельная поверх¬
ность S и размер частиц d це¬
мента
На рис. 10.1 показан рост прочности различных по грану¬
лометрическому составу фракций одного и того же цемента
[104]. Увеличение удельной поверхности выше 5000 см2/г по
Блейну не приводит к дальнейшему повышению прочности, а
наоборот, снижает ее вели¬
чину.
По графикам, приведенным
на рис. 10.2 [105], можно оп¬
ределить удельную поверх¬
ность в см2/г по Блейну час¬
тиц размером от 0 до 100 мкм
цемента с плотностью 3,1 г/см3.
Такие графики являются вспо¬
могательным средством для
приближенного определения
удельной поверхности при из¬
вестном гранулометрическом
составе и наоборот.
На рис. 10.3 показана вза¬
имосвязь между остатком на
сите (сито с ячейками 0,09 мм,
DIN 4188, эквивалентное ситу
170 по ASTM) и удельной по¬
верхностью в см2/г для порт¬
ландцемента. Этот график слу- РиС- 10 3 0статок R на сите 0 09 мм
ЖИТ вспомогательным средст- и удельная поверхность цемента S
173
вом для приближенного определения удельной поверхности при
известном остатке на сите. Результаты считаются ориентировоч¬
ными, так как остаток на сите и удельная поверхность для каж¬
дого размалываемого материала и помольной установки различ¬
ны [106].
10.1. Удельная поверхность по Вагнеру и Блейну
Применяются два коэффициента перевода значений удель¬
ной поверхности, определенных различными методами: коэф¬
фициент 5/9 и коэффициент Блейна (рис. 10.4). Применение
Рис. 10.4. Соотношение удельных поверхностей по Вагнеру Sw и Блейну
Sb
того или иного коэффициента является только вспомогательным
средством при практическом определении удельной поверхнос¬
ти; соотношение между удельными поверхностями по Вагнеру
и Блейну1 меняется в зависимости от вида испытуемого мате¬
риала [107].
В США требования к тонкости помола портландцемента ха¬
рактеризуются удельной поверхностью в см2/г. Удельная по¬
верхность измеряется двумя различными методами — методом
воздухопроницаемости и турбидиметрическим.
Определение воздухопроницаемости по методу Блейна ос¬
новано на уравнении Дарси—Коцени, которое показывает,
1 Значения удельной поверхности цемента по В. В. Товарову и Д. С. Со-
минскому — Г. С. Ходакову ниже, чем по Блейну, при значениях до
3000 см2/г на 100—150 см2/г, в интервале 3000—4000 см2/г — на 200—
250 см2/г, и при 4000—5000 см2/г эта разница возрастает до 300—350 см2/г.
(Прим. ред.)
174
что скорость проникания воздуха через уплотненный-слой по¬
рошка находится в определенной связи с поверхностью его
частиц.
Определение удельной поверхности путем измерения погло¬
щения света с помощью турбидиметра Вагнера основано на за¬
коне Стокса для оседания частиц, взвешенных в жидкости.
Концентрация частиц по вертикали, являющаяся мерой их по¬
верхности, оценивается по интенсивности поглощения световых
лучей суспензией частиц [108, 109].
Хотя удельная поверхность по Блейну и Вагнеру измеряет¬
ся в см2/г, необходимо учитывать, что для ее нахождения при¬
менялись различные физические методы; поэтому полученные
значения нельзя приравнивать. Оба найденных значения не сов¬
падают с действительным значением удельной поверхности,
однако пригодны для относительной оценки в практически важ¬
ном диапазоне тонкости помола цемента [110].
10.2. Интенсификаторы помола
Интенсификаторы помола представляют собой вещества,
способствующие процессу измельчения в барабанных мельни¬
цах благодаря предохранению мелющих тел от налипания час¬
тиц и диспергированию размалываемого материала. Добавки,
способствующие помолу цемента, не должны оказывать отри¬
цательного влияния на его свойства.
Интенсификаторы помола можно добавлять к размалывае¬
мому материалу в твердом или жидком виде или подавать пря¬
мо в мельницу в дозируемом количестве.
Скорость подачи жидкости можно контролировать точнее,
чем дозировку небольших количеств зернистых материалов.
Интенсификаторы помола добавляют в количестве 0,006—
0,08% массы клинкера.
Большинство интенсификаторов помола представляют собой
вещества, которые сильно адсорбируются поверхностью разма¬
лываемых частиц, насыщая избыточный потенциал поверхнос¬
ти и предотвращая притяжение других частиц и образование
агломератов [111].
Интенсификаторы помола предотвращают налипание час¬
тиц на мелющие тела и благодаря этому повышают производи¬
тельность мельниц. Интенсификаторы помола снижают затра¬
ты энергии и самоокупаются. В зависимости от удельной по¬
верхности размолотого материала экономия составляет около
2,5 центов США на 1 т цемента (около 0,06 марки ФРГ) [112].
Диспергирование частиц, вызванное интенсификаторами по¬
мола, повышает производительность воздушных сепараторов,
так как мелкие частицы не захватываются крупными. При
этом снижается количество циркулирующего материала, и в
результате больше мелких частиц сразу попадает в готовый
продукт.
175
Таблица 10.2.1. Американские интенсификаторы помола
Марка
Химический состав
ZEE-MILL
Vinsol Resin 1
Vinsol NVX J
TDA
Raylig
Cem-Beads
Трифосфат кальция
Red Oil
«109-В»
Лигносульфонат кальция, свободный от сахаров
Сосновая смола
Триэтаноламин и лигносульфонат кальция
Сухой концентрат сульфитных щелоков
Сажа
Саз(Р04)2
Смесь жирных кислот
2-метил, 2,4-пентандиол
Интенсификаторы
помола сами по себе не оказывают за-
метного влияния на прочность цемента. Они могут снизить на¬
чальную прочность, однако прочность в возрасте 28 сут оста¬
ется близкой к нормальной [ИЗ].
Устранение избытка поверхностной энергии, вызывающего
взаимное притяжение частиц, при использовании интенсифика-
торов помола улучшает текучесть цемента. Нормы ASTM на
портландцемент допускают применение двух «стимуляторов»
помола — ТДА и 109-В (табл. 10.2.1). При помоле сырьевой
смеси можно применять интенсификаторы помола, включаю¬
щие уголь, графит, коллоидный уголь, кокс [80], канифоль,
ворвань, стеараты и т.д. [115].
Разжижители шлама оказывают благоприятное влияние на
процесс мокрого помола; они предотвращают образование
хлопьев и проявляют поверхностную активность [116].
В ФРГ для помола цемента применяют следующие интен¬
сификаторы: аминацетат, этиленгликоль, пропиленгликоль. При
помоле с пропиленгликолем удельная поверхность цемента по¬
вышается на 800 см2/г по сравнению с помолом без интенси-
фикаторов при равных затратах энергии.
Стоимость таких интенсификаторов помола 0,8—1,4 марки
ФРГ за 1 кг. Добавка составляет около 1 кг на I т цемента.
При помоле цемента PZ 375 производительность повышает¬
ся на 10—30%, а при помоле цемента PZ475 — на 25—50%.
В 1969 г. около 10% цемента, выпущенного в ФРГ, разма¬
лывалось с интенсификаторами помола.
10.3. Налипание на мелющие тела
Оболочки на шарах, затрудняющие измельчение, накапли¬
ваются на поверхности мелющих тел из тонкоизмельченного
материала. Причины образования оболочек на поверхности ме¬
лющих тел следующие.
1. Статическое электричество. Наиболее мелкие частицы в
мельнице заряжаются. При помоле различных материалов од-
176
на их часть получает положительный заряд, другая — отрица¬
тельный. Частицы с разными зарядами притягиваются и обра¬
зуют агломераты [119].
2. Поверхностный энергетический потенциал. Атомы и атом¬
ные группы на поверхности твердых тел не имеют полностью
насыщенных валентностей и образуют неоднородные поля [120].
3. Адсорбция. Отдельные частицы адсорбируют на поверх¬
ности воздушную пленку. Первоначально она препятствует объе¬
динению частиц; однако если по каким-либо причинам пленка
исчезает, то происходит быстрое объединение частиц.
4. Механические соударения. Согласно теории, мелющие
тела соударяются с такими импульсами, что размалываемый
материал запрессовывается в шероховатую поверхность мелю¬
щих тел [121].
В общем образование оболочек на мелющих телах нельзя
объяснить какой-либо одной теорией. На налипание влияет
ряд факторов:
а) оно усиливается при повышенной температуре;
б) при совместном помоле с клинкером гипс уменьшает
налипание на мелющие тела; но обезвоженный гипс, наоборот,
способствует образованию оболочек;
в) лежалый клинкер более склонен к образованию оболо¬
чек на шарах, чем свежеобожженный. Однако обычно лежалый
клинкер размалывается легче свежеобожженного благодаря
гашению свободной извести.
Процесс гашения ослабляет или разрушает структуру клин¬
кера, очевидно, вследствие расширения извести во время гид¬
ратации при вылеживании. В одинаковых условиях после рав¬
ного числа оборотов мельницы удельная поверхность молотого
лежалого клинкера выше, чем свежеобожженного: в первом
случае она равна 4405 см2/г, а во втором — 3340 см2/г [122];
г) шероховатая поверхность шаров накапливает оболочки, а
гладкая поверхность свободна от них.
10.4. Влияние химического и минералогического состава
на размалываемость
Портландцементный клинкер представляет собой конгломе-
il рат минералов, образовавшийся в процессе обжига и скреп-
{ ленный застывшей фазой (см. разд. 1.4). Химический и мине¬
ралогический составы клинкера определяют размалываемость,
измеряемую в лабораторной мельнице. Размалываемость может
быть выражена количеством материала в граммах, размолото-
i, го за один оборот мельницы и прошедшего через сито с числом
ячеек 6400 на 1 см2 (сито № 70 по DIN 4188).
На рис. 10.5 показана связь между размалываемостью и
силикатным модулем Si02/(A1203 + Fe203); при росте силикат¬
ного модуля размалываемость уменьшается.
На рис. 10.6 и 10.7 видно, что размалываемость прямо про-
12—394
177
порциональна процентному содержанию как А120з, так и Fe203.
На рис. 10.8 показана связь между плотностью клинкера и его
размалываемостью. Как видно из рисунка, с увеличением плот¬
ности размалываемость клинкера повышается. График на
рис. 10.9 показывает, что с ростом плотности цементной сырье¬
вой смеси ее размалываемость ухудшается [123].
Размалываемость, приведенная на рис. 10.10—10.12, опреде¬
лена другим способом; здесь коэффициент размалываемости
Рис. 10.5. Зависи¬
мость размалывае¬
мости клинкера М от
силикатного моду¬
ля SM
Рис. 10.7. Зависимость
размалываемости клин¬
кера М от содержания
Ре20з
175 ISO 7,85 733 'J35 2,00 2,05 2,10 2,15 2,20 2,25 Мс,г/о5
Рис. 10.9. Зависимость размалываемо¬
сти цементной сырьевой смеси Мс от ее
плотности Ус
0,90 102 1,10 1,18М,г/оВ
0,90' 0,98 ’ 1,05 1,10 1,22
Рис. 10.6. Зависимость раз¬
малываемости клинкера М
от содержания А1203
0,92 0,95 1,00 1,08 108 1,12
Рис. 10.8. Зависимость раз¬
малываемости клинкера М
от его плотности у<>
Рис. 10.10. Зависимость коэффи¬
циента размалываемости К от со¬
держания C3S и KS
178
показывает, во сколько раз испытуемый материал размалыва¬
ется быстрее стандартного вещества. Помол производится до
остатка 10% на сите с числом ячеек 4900 на 1 см2 (DIN 1171).
На рис. 10.10 показана прямая линейная зависимость меж¬
ду коэффициентом размалываемости и содержанием C3S. Ана-
! логичная зависимость существует между коэффициентом на¬
сыщения известью по Кинду, равным
100 • СаО — (1,65 А12 03 + 0,35 Fe2Q3)
2,8 Si02
Чем выше KS, тем лучше размалываемость [124].
0,8;/.
Рис. 10.11. Зависимость ко¬
эффициента размалываемо-
мости К от содержания
C2S
Рис. 10.12. Зависимость
коэффициента размалы¬
ваемости К от содержа¬
ния жидкой фазы L в
клинкере
На рис. 10.11 показана зависимость размалываемости от
содержания в клинкере C2S. Высокое содержание C2S ухудшает
размалываемость клинкера; это связано с налипанием частиц
на мелющие тела и с агрегацией.
На рис. 10.12 показана зависимость между размалывае-
мостью клинкера и содержанием в нем расплава. Образование
клинкерных минералов частично происходит в жидкой фазе.
Доля жидкой фазы определяет их компактность и, следователь¬
но, размалываемость. Чем больше жидкой фазы, тем труднее
размолоть клинкер.
10.5. Влияние влажности на процесс помола
На рис. 10.13 показано влияние влажности клинкера на
энергозатраты при помоле. Кривая / относится к клинкеру,
содержащему 0,4%1 влаги, кривая II—к тому же клинкеру
влажностью 2,4%.
12*
179.
Как видно из рисунка, расход энергии на помол клинкера
влажностью 2,4% до 10%-ного остатка на сите с числом ячеек
4900 на 1 см2 примерно на 8 кВт-ч/т превышает расход энер¬
гии на помол клинкера влажностью 0,4%. Необходимо отме¬
тить, что высокая влажность питающего мельницу материала
оказывает отрицательное влияние на процесс помола на всем
его протяжении [125].
-—|—|—■—I—'—■—|—|—|—■ U ! J I I
100 308070 50 50 </0 30 20 R,°U 25 30 35 20 N,л.с.-ч/т
Рис. 10.13. Зависимость раз- Рис. 10.14. Влажность материала W
малываемости q от влажности и энергозатраты на помол N
клинкера / — удельная поверхность, по Блейну,
Р — проход через снто 0,074 мм, 2900 „гМУг’ 7° же’ см2/г; 3 то
мае. %; Я—остаток на сите 0,074 мм, же- 2500 см2/г (кружком отмечено значе-
мас. %; /, II—загрузка различной ние при влажности 0,75%)
влажности
Дальнейшие исследования позволили установить влияние
влажности размалываемого материала на энергозатраты при
помоле до различной удельной поверхности по Блейну. Ре¬
зультаты, полученные в соответствии с рис. 10.14 [126], отно¬
сятся к помолу железной руды различной влажности в одно¬
камерной мельнице (размером 4,25X11,70 м, работающей в
открытом цикле, с приводом мощностью 4400 л.). Индекс раз¬
малываемости Бонда для такой руды равен 12,7 кВт-ч/кор. т
(1 кор. т = 907 кг). Повышение влажности загружаемого в
мельницу материала с 1 до 2% при помоле до 2500 см2/г по
Блейну требует повышения расхода энергии на 10%, или на
3 л.с.-ч/т. При помоле до 2900 см2/г по Блейну расход энергии
возрастает уже на 15%, или на 6 л.с.-ч/т. Если при такой же
удельной поверхности влажность возрастает с 1 до 3%, то при¬
рост энергозатрат на помол составляет 26%, или 13 л.с.-ч/т.
10.6. Выделение тепла при помоле
Значительная часть подводимой энергии во всех измельчи¬
телях, особенно в шаровых мельницах, преобразуется в тепло;
выделение тепла столь значительно, что размалываемый ма¬
териал нагревается до температуры более 100° С. Нагрев раз¬
180
малываемого материала при сухом помоле цементной сырьевой
смеси не оказывает неблагоприятного влияния. Химические
свойства клинкера при этом не меняются. Однако такие добав¬
ки, как гипсовый камень, вводимые в цемент при помоле,
чувствительны к повышению температуры. Дегидратация гип¬
са начинается при температуре 105°С. При более высоких тем¬
пературах в процессе помола происходит частичное выделение
его кристаллизационной воды и гипс теряет способность регу¬
лировать схватывание цемента; такой цемент приобретает
свойства так называемого ложного схватывания, или «быстря-
ка», который после затворения водой тотчас же или через
несколько минут превращается в твердую массу.
Пример 10.1. В приведенном ниже практическом примере рассчитано
количество тепла, выделяющееся в трубной мельнице, и связанные с ним энер¬
гетические потери. В примере использованы средние данные, полученные на
основе анализа производственного опыта [127].
Размеры мельницы: диаметр 2,2 м, длина 12 м.
Площадь наружной поверхности мельницы 86 м2.
Мощность, расходуемая мельницей, 450 кВт.
Производительность 18000 кг/ч.
Температура поступающего клинкера 15° С.
Температура выходящего из мельницы цемента 95° С.
Средняя удельная теплоемкость цемента 0,185 ккал/(кг-град).
Температура корпуса мельницы 40° С.
Потери тепла через поверхность корпуса 200 ккал/(м2-ч).
Температура наружного воздуха 15° С.
Расход вентиляционного воздуха на 1 кг цемента 0,35 м3.
Температура воздуха на выходе из мельницы 45° С.
Средняя удельная теплоемкость воздуха 0,312 ккал/(м3-град).
1 кВт-ч = 860 ккал.
Приведенные данные позволяют рассчитывать выделение тепла и энергети¬
ческие потери при измельчении.
1. Энергетические потери на нагревание размалываемого материала
18 000-0,185 (95— 15) л
= 310 кВт-ч.
860
2. Потерн от излучения через корпус мельницы
86-200 „
= 20 кВт- ч.
860
3. Энергетические потери на нагрев вентиляционного воздуха
18000-0,35-0,312 (40— 15)
860
= 57 кВт-ч.
4. Неучтенные потери, в частности на генерацию звука и вибрацию (при¬
водятся для сведения баланса), 3 кВт-ч.
Всего 390 кВт-ч.
Отсюда получаем
390-100 п ,
“йо-
т. е. 87% энергозатрат на измельчение преобразуется в тепло.
181
10.7. Охлаждение цемента в процессе помола
Высокая температура в процесе помола при современных
требованиях к качеству цемента обусловливает недостаточную
эффективность помола в открытом цикле. Для повышения ка¬
чества необходимо осуществить охлаждение цемента в процес¬
се помола. Охлаждение становится эффективным только в том
случае, если оно препятствует нагреву до температуры обезво¬
живания гипса. Эта критическая температура часто возникает
при помоле в открытом цикле. Помол в замкнутом цикле позво¬
ляет осуществлять действенный температурный контроль на
" всех этапах процесса.
Применяется ряд способов охлаждения.
10.7.1. Вентиляция мельницы. В нормальных условиях через
однокамерную мельницу пропускают около 0,2 м3/мин наруж¬
ного воздуха на 1 кВт мощности мельницы; в многокамерных
мельницах это значение составляет 0,12—0,16 м3/мин на 1 кВт
мощности [128].
Для эффективного охлаждения многокамерных мельниц
Лурье [129] рекомендует довести расход воздуха до 300 м3/ч
на 1 т цемента. По другим данным, для интенсивной вентиля¬
ции мельниц рекомендуется от 400 до 1200 м3 воздуха на 1 т
цемента.
Для расчета необходимой вентиляции можно также исхо¬
дить из объема мельницы; обычно принимается расход возду¬
ха в 1 мин, равный трех-четырехкратному объему мельницы.
Нормальная концентрация пыли при таких условиях вентиля¬
ции составляет 50—100 г/м3 [130].
10.7.2. Водяное охлаждение корпуса. Если вентиляции недос¬
таточно для необходимого снижения температуры, то можно
применять охлаждение корпуса мельницы. Вдоль продольной
оси мельницы устанавливают водяную систему, разбрызгива¬
ющую воду на корпус мельницы. Такой способ охлаждения сни¬
жает температуру материала, выходящего из мельницы, на
30—40° С.
г' 10.7.3. Подача воды в мельницу. Этот способ охлаждения
основан на впрыскивании контролируемого количества воды в
наиболее нагретые части цементной мельницы, где она немед¬
ленно испаряется. Вода подается сжатым воздухом в мельни¬
цу через простые сопла, где производится ее распыление на
мельчайшие капли. В двухкамерных мельницах распыление
влаги обычно производится во второй камере. Возникающая
смесь воздуха и водяного пара выводится из мельницы через
пылеулавливающее устройство в атмосферу. Вентиляционные
трубы и пылеулавливающее устройство должны быть изолиро¬
ваны, чтобы предотвратить конденсацию водяного пара.
На рис. 10.15 показана схема впрыскивания охлаждающей
воды в цементную мельницу (фирма «Фуллер», бюллетень
WS—IA).
182
Рис. 10.15. Охлаждение мельницы впрыскиванием воды
/ — пылеуловитель; 2 — дистанционный датчик точки росы; 3 —
индикаторное и контрольное устройства предупреждения точки
росы; 4 — дистанционный датчик температуры; 5 — самописец
температуры; 6 — воздушный игольчатый клапан; 7 — регулятор давления; 8 — подача
воздуха; 9 — дистанционный датчик разрежения; 10 — индикатор разрежения; 11—ма¬
нометр; 12 — соленоидный запорный клапан; 13—мельница; 14 —* разбрызгивающее соп¬
ло; 15 — вентиль сжатого воздуха; 16 — вертлюг; 17 — гибкий шланг; 18 — обратный кла¬
пан; 19 — регулирующий вентиль расхода воды; 20 — камера смешивания воды с возду¬
хом; 21—выключатель давления воды; 22 — запорный клапан; 23—измеритель расхода;
24 — водяной насос; 25 — подача воды
10.7.4. Эффективность впрыскивания воды. Приведенные
ниже примеры показывают эффективность впрыскивания воды
в цементные мельницы.
Пример 102 (открытый цикл).
Температура цемента без охлаждения 158° С.
Температура цемента с охлаждением 103° С.
Разность температур 55° С.
Открытый
цикл
199?3кг!ч
Мельница
Охлаждающая
Вода, йЬЬ
л/мин
Стандартный цемент,
19923 кг/ч
183
Производительность мельннды 14923 кг/ч.
Температура охлаждающей воды 11° С.
Расход воды 340,65 л/ч.
Масса воды 340,65 кг/ч.
Размеры мельницы; диаметр 2,43 м, длина 10,95 м.
Тепло, выделяемое цементом:
Qz = производительность мельницыХудельная теплоемкостьXразность темпе¬
ратур = 14 923 • 0,2 • 55 = 164,153 ккал/ч.
Тепло, поглощаемое водой:
Qw = количество водыХ[ (100 — температура воды)+0,85* (скрытая теплота»
парообразования)] = 340,65[(100—11) +0,85-539] = 186335 ккал/ч.
В этом примере количество тепла, поглощаемое водой, превышает тепло,
выделяемое цементом; вероятно, такой результат связан с неточным опреде¬
лением температуры и количества воды.
Пример 10.3 (замкнутый цикл).
От Воздушного
сепаратора,
72500 кг/ч
Охлаждающая
вода,
18,500/4
Количество цирку¬
лирующей смеси, 120300кг/ч
Температура цемента без охлаждения 137° С.
Температура цемента с охлаждением 112° С.
Разность температур 25° С. '
Циркулирующая нагрузка 120300 кг/ч.
Температура охлаждающей воды 19° С.
Количество воды 1112 кг/ч.
Размеры мельницы: диаметр 3,34 м, длина 9,12 м. 7
Тепло, отдаваемое цементом:
Qz = 120300-0,2-25=601500 ккал/ч.
Тепло, поглощаемое водой:
Qih = 1112[(100—19) +0,85-539] =599368 ккал/ч.
Поскольку количество тепла, отдаваемого цементом, превышает количе¬
ство тепла, поглощаемого водой, можно считать, что воздух, проходящий че¬
рез мельницу, отводит часть тепла [131].
Фирма «Смидт» применяет систему охлаждения цементных
мельниц, в которой впрыскивание воды в первую помольную
камеру контролируется по температуре материала в первой
межкамерной перегородке, а подача во вторую камеру регули¬
руется в зависимости от температуры цемента на выходе из
мельницы (рис. 10.16).
Ниже приведены расчеты теплового баланса процесса ох¬
лаждения мельниц по системе фирмы «Смидт» [87 с]. Первый
расчет относится к помолу клинкера с низкой температурой
(50°С), а второй — к помолу клинкера с высокой температу¬
рой (150°С).
Пример 10.4.
1. Тепловой баланс при питании низкотемпературным клинкером.
* В обоих примерах принято, что испаряется только 85% охлаждающей
воды [95, 131].
Мельни
Загрузка
мельницы,
07800кг/ч
184
Мельница, работающая в открытом цикле, — 4,6X14 м.
Производительность 150 т/ч.
Мощность, потребляемая мельницей, 4416 кВт.
Мощность двигателя 4650 кВт.
Принятые обозначения: температура клинкера Тк, °С, температура гипса
Те,0С, температура цемента Тс,°С, количество воздуха Z,, кг/ч, количество
воды 1F, л/ч, температура воздуха TL, °С, температура воды 7V, °С.
_ л
Площадь поверхности мельницы: 2 — D2+jtDL = 235 м2
4
Тепло, поступающее в мельницу, ккал/ч:
с клинкером: 141000-7к-0,19,
Рис. 10.16. Охлаждение мельницы путем вспрыскивания воды (система фир¬
мы «Смидт»)
1 — индикатор температуры; 2—регулятор PI; 3—клапан с сервомотором; 4 — вода;
S — воздух
с гипсом: 9000-Та-0,19;
с воздухом: LT L- 0,24;
от двигателя: 4416-860.
Потери тепла, ккал/ч:
с цементом: 150 ООО-Гс-ОЛЭ;
с воздухом: L7/f0,24;
через поверхность мельницы: 235-600;
с водяным паром: WT639—Tw+0,46(Tc—100)1.
Подставляя 7’К=50°С, ТG = 25°C, Гс = 125ьС, TL=25°С, Гтг = Ю°С,
получим следующие результаты.
Тепло, поступающее в мельницу, ккал/ч:
с клинкером 141000-50-0,19= 1339500;
с гипсом 9000-25-0,19=42750;
с воздухом: L-25-0,24 = 6,0L;
от двигателя: 4416-860 = 3797760;
Всего 5180010+6,0L ккал/ч.
Потери тепла, ккал/ч:
с цементом: 150000-125-0,19 = 3562500;
с воздухом: L-125-0,24=301;
через поверхность мельницы: 235-600=141000;
с водяным паром: Т17[(639—10)+0,46(125—100)] =640,5W;
Всего 3703500+30L + 640,5r ккал/ч.
Исходя из равенства количеств подводимого и отдаваемого тепла, имеем
5 180 010 + 6,0L = 3 703 500 + 30L + 640.54Г;
1 476 510 = 24L + 640,51Р.
185
Точка росы воздуха, проходящего через мельницу, достигается при 65—
70° С, что соответствует 0,20—0,28 кг водяного пара на 1 кг сухого воздуха.
При выделении 0,26 кг водяного пара на 1 кг сухого воздуха и температуре
точки росы 68° получаем W=0,26L, и уравнение теплового баланса принима¬
ет вид
1 476510 = 24/.+ 640,5-0,26/.= 190,5/..
Количество воздуха
1 476 510
190,5
■ = 7750кг/ч = 52 кг/т цемента.
Количество воды W=0,26-7750=2015 л/ч=13 л/т цемента.
При данном количестве воздуха без впрыскивания воды температура це¬
мента составит 168° С.
2. Тепловой баланс при питании высокотемпературным клинкером.
Дано: 7+ = 150° С, Го = 25° С, Гс = 125° С, 7Т. = 25°С, 7V = 10° С.
Тепло, поступающее в мельницу, ккал/ч:
с клинкером: 141000-150-0,19 = 4018500;
с гипсом: 9000-25-0,19 = 42750;
с воздухом: /.-25-0,24 = 6,0/,;
от двигателя: 4416-860=3797760;
Всего 7859010+6/. ккал/ч.
Потери тепла, ккал/ч:
с цементом: 150000-125-0,19 = 3562500;
с воздухом: L-125-0,24=30/.;
через поверхность мельницы: 235-600=141000;
с водяным паром: 1К[(639—10) +0,46(125—100)] =640,5W;
Всего 3703500+30Z,+640,5lK ккал/ч.
Из уравнения теплового баланса получаем
7 859 010 + 6/. = 3 703 500 + ЗОВ + 640, 5W\
4 155 510 = 24/. +640.5Г.
Если, как и раньше, учесть, что для эффективного улавливания пыли в
электрофильтре точка росы аспирационного воздуха должна равняться 68° С
и соответственно количество водяного пара должно составлять 0,26 кг на
1 кг сухого воздуха, то получим
4 155 510 = 24/.+ 640,5-0,26/.= 190,5В.
Расход воздуха
4 155510
В = —-— = 21 814 кг/ч = 145 кг/т цемента.
190,5
Расход воды Ц7=21814-0,26=5672 л/ч=38 л/т цемента.
При найденном расходе воздуха без впрыскивания воды температура це¬
мента составит 233° С.
При питании мельницы горячим клинкером необходимо начинать его ох¬
лаждение в первой камере, чтобы предотвратить слишком высокую темпера¬
туру материала в середине мельницы. При температуре материала у первой
перегородки 110° С расчетное количество воды, впрыскиваемое в первую ка¬
меру, равно 2610 л/ч=17 л/т цемента. Отсюда получаем расход воды для вто¬
рой и третьей камер: 3600 л/ч=21 л/т цемента.
По данным фирмы «Смидт», результаты, полученные рас¬
четным путем по приведенному способу, подтверждаются эк¬
сплуатационными данными.
Охлаждение цемента после помола. Приведенные выше рас¬
четы показывают, что при водяном охлаждении мельниц тем-
186
лература цемента превышает 100° С. Однако из опыта известно,
что упаковка и хранение цемента в бумажных мешках требуют
снижения его температуры до 65°С .
Вследствие высокой теплоемкости цемента значительное
•снижение его температуры достижимо только с помощью соот¬
ветствующей системы охлаждения. Во время транспортирова¬
ния от мельницы к силосу температура цемента снижается толь¬
ко на 5—10° С; процесс охлаждения в силосе длится несколько
недель.
При упаковке горячего цемента (80—100° С) в бумажные
мешки разрушаются бумажные волокна и мешки часто рвутся.
При хранении горячего цемента в силосах образуются комки
вследствие реакции клинкерных минералов с гидратной влагой
гипса (образование сингенита) К
Холодильник для цемента фирмы «Смидт» снижает темпе¬
ратуру цемента со 110 до 65° С при температуре охлаждающей
воды 15°С (рис. 10.17).
Горячий материал подается на днище резервуара холодиль¬
ника, где захватывается внутренним вращающимся спираль¬
ным ступенчатым подъемником.
Благодаря сочетанию вертикального движения с центробеж¬
ной силой цемент формирует тонкий слой, который движется
вверх, прижимаясь изнутри к стенке резервуара. Этим обеспе¬
чивается высокая скорость теплообмена между горячим мате¬
риалом и холодной стенкой резервуара.
Тепло, отдаваемое стенке резервуара, отводится с охлажда¬
ющей водой, равномерно омывающей всю наружную поверх¬
ность корпуса холодильника. Стекающая в виде тонкой пленки
вода собирается в ванну и удаляется.
Для удаления постороннего материала (металлических об¬
ломков, цильпебса и т.п.), накапливающегося в резервуаре, в
днище холодильника предусмотрено специальное отверстие.
Такие холодильники могут быть включены в действующие
технологические линии.
На рис. 10.18 показана технологическая схема помольной ус¬
тановки с холодильником для цемента фирмы «Смидт».
Холодильники для цемента фирмы «Смидт» имеют произ¬
водительность до 100 т/ч; расход охлаждающей воды при такой
производительности составляет 65 м3/ч, а потребляемая мощ¬
ность 90 кВт.
10.7.5. Охлаждение цемента в центробежном воздушном се¬
параторе. Здесь охлаждение цемента достигается при относи¬
тельно низких энергозатратах. Готовый продукт и циркулирую¬
щий материал охлаждаются одновременно, чем предотвращает¬
ся нагрев до температуры обезвоживания гипса. Расход
1 Комки образуются и без участия сингенита (КгЗСЩСаБСЩНгО) в свя¬
зи с формированием эттрингита. (Прим. ред.)
187
охлаждающего воздуха — 0,2—0,3 кг/кг цемента (циркулирую¬
щий материал плюс готовый продукт) в зависимости от темпе¬
ратуры воздуха и материала. Термодинамические характерис¬
тики и количество охлаждающего воздуха должны для каждой
помольной установки определяться по уравнению теплового
баланса.
1 о_
л
Рис. 10.17, Холодильник для це¬
мента
1— люк; 2— подача охлаждающей
воды; 3 — выпуск цемента; 4—подача
цемента; 5 — выход воды; 6 — удаление
металлических предметов
Рис. 10.18. Схема помольной ус¬
тановки с холодильником для це¬
мента
1 — цементная мельница; 2, 5, 7, 9 —
аэрожелоба; 3 — сепаратор; 4 — кла¬
пан; 6 — ковшовый элеватор; 5—пере¬
ходный патрубок; 10 — загрузочный
буикер; И — камерный насос; 12—хо¬
лодильник для цемента
На рис. 10.19 показана технологическая схема цементной
мельницы, работающей в замкнутом цикле с воздушным охлаж¬
дением материала в сепараторе. Циркулирующая нагрузка сос¬
тавляет около 290% питания мельницы. Эта установка расхо¬
дует 0,28 кг воздуха на 1 кг цемента (циркулирующий мате¬
риал плюс готовый продукт). Температура готового продукта
81° С, крупки сепаратора 85° С, продукта электрофильтра 74° С.
Точность приведенных данных может быть проверена с по¬
мощью расчета, основанного на предположении о балансе меж¬
ду теплоотдачей цемента и отводом тепла охлаждающим возду¬
хом. В каждом случае количество тепла равно произведению
массы М и удельной теплоемкости обоих веществ 5 на разность
температур. Количество продукта задается в кг/мин. Потери
188
тепла цементом при охлаждении в сепараторе до конечной тем¬
пературы tf равны
= 1567-0,1880 (99 — tf).
Количество тепла, поглощенное охлаждающим воздухом в
сепараторе, равно
— t„iS) = 440• 0,2396 (tf - 30,5).
Приравнивая их, получаем
1567-0,1880 (99 —tf) = 440-0,2396 (f/— 30,5).
Рис. 10.19. Охлаждение цемента в воздушном сепараторе
1 — питание мельницы (клинкер) 24 т/ч, 65° С; 2 — мельница 2,8/2,5X12,5 м, 1000 л. с.;
3 — питание сепаратора, 94 т/ч, 99° С; 4—крупка сепаратора, 70 т/ч, 85° С; 5 — мелкая
фракция сепаратора, 20 т/ч, 81° С; 6 — воздушный сепаратор, Я5 4,85 м; 7 — охлаждаю¬
щий воздух, 80,5° С; 8 — воздух, 420 кг/мин (425 м3/мии), 85 С; 9 — дополнительный воз¬
дух, 20 кг/мин, 30,5° С; 10 — пылеосадитель; И — воздух; 440 кг/мин, 77° С; 12 — венти¬
лятор; 13 — цемент, 4 т/ч, 74° С; 14 — готовый продукт установки (цемент), 24 т/ч, 80° С
После преобразований и решения относительно tf получим
tf = 81° С.
Средняя температура трех компонентов 84° С. Разница меж¬
ду заданной и расчетной температурой составляет 3 град, т. е.
примерно 3%, чем в рассматриваемом случае можно прене¬
бречь. Расчет подтверждает точность значений, данных на тех¬
нологической схеме.
Охлаждение цемента в воздушном сепараторе системы Хей-
да. Хейд [132] приводит следующие данные об охлаждении
цемента воздухом в сепараторе собственной конструкции:
189
Количество, кг/ч
Температура, вС
Поступающий материал 35 ООО 93
Крупка 15 000 83
Мелкая фракция 20 000 68
Пыль из фильтра 250
Свежий воздух 7500 25
Отработанный воздух 7500 88
По приведенным данным, удельный расход охлаждающего
воздуха составляет 7500/35000=0,214 кг воздуха на 1 кг це¬
мента (циркулирующий материал плюс готовый продукт).
1
Рис. 10.20. Цемент¬
ный холодильник
«Фуллер»
1 — клинкер; 2 — мель¬
ница; 3 — продукт помо¬
ла; 4 — охлаждающая
вода; 5 — холодильник;
6 — воздух; 7 — воздуш¬
ный сепаратор; 8 — круп¬
ка; 9 — готовый цемент
10.7.6. Охлаждение цемента в холодильнике системы Фул¬
лера. На рис. 10.20 показана схема помольной установки, в ко¬
торой охлаждение циркулирующего материала происходит в
специальном холодильнике для цемента с псевдоожижением
[133]. Этот холодильник представляет собой цилиндрическую
емкость с системой охлаждающих ребристых труб. Вода посту¬
пает сверху в каждую трубу, связанную с основными магистра¬
лями подачи и отвода охладителя. У основания холодильника
ниже труб расположено наклонное днище, снабженное пористой
прокладкой, через отверстия которой подается воздух, приводя¬
щий материал в псевдоожиженное состояние. Такой холодиль¬
ник снижает температуру материала во всем помольном цикле
до 80° С и поэтому уменьшает возможность обезвоживания гип¬
са. Одновременно температура готового цемента снижается до
50—65° С в зависимости от размеров холодильника, температу¬
ры охлаждающей воды и производительности. При этом нет не¬
обходимости в охлаждении цемента в сепараторе.
10.7.7.Размеры холодильников для цемента. В табл. 10.7.1
[134] приведены примерные размеры холодильников с псевдо¬
ожижением материала для данных размеров цементных мель¬
ниц, работающих при 500%-ной циркулирующей нагрузке, тем¬
пературе клинкера и цемента 65° С и температуре охлаждающей
воды 21° С.
190
Таблица 10.7.1. Характеристика холодильников для цемента системы Фуллера
О
о
CJ
О
Я
X
ч #
к -
« а
й s
3 Я
С s
СО О
00 00
ю
Tj* ^
X SX
•*
со Ч тн
00
гР я со
СМ СО
о? ^
Ю
СМ
о
г
<и
то
ч
£
та
5*
ч
Н
X
о
га
ч
о
га
я
н
о.
CJ
4)
ЕГ
о>
н
га
Я
ч
s
о
о
U
га •
с; Я
ГЗ Я
Ж £
о. Ч
<и 2
н S
та
г
та
Я
та
Он о
£> ^
m °
га *
|g°U
та
Ч s
J3
4 —^
£ та
н
5 о
4 cj
5 3
* ра
X
- Он
►Д н
о.
<U S
2 га
та к
та ь<
Pi'—'
77
460
87,5
(2)2,43X4,25
или
(1) 3,34X4,25
2,65
200
67
О
ri*
87,5
(2) 1,82Х
Х4.86
2,3
150
56
340
00
00
(2) 1.82Х
Х4,25
<м
120
48
290
87,5
2,43X4,86
со
001
38
222
00
00
2,43X4,25
1,3
001
ю
см
•rt*
, ,
О
29
Г-.
00
X
О
см
00
#а
§
2
га
*
та
ч
* я
° я
S
t=i -=
о _т
* ja
2 <
га о
Р. о
о
н
к
ч
р{
о
191
11. Удельный объем мельницы и потребляемая
мощность
На рис. 11.1 показано соотношение между удельным объе¬
мом трубной мельницы в куб. футах на 1 л. с. и потребляемой
мельницей мощностью в л. с. Чем больше потребляемая мель¬
ницей мощность, тем меньше удельный объем мельницы. На¬
пример, удельный объем мельницы с приводом мощностью-
6000 л. с. составляет около 1,26 куб. фут/л. с., а удельный объем
мельницы мощностью 1000
л. с. — около 2 куб. фут/л. с.
(1 л.с. = 746 Вт).
1000
500
J L
1,70 1,30 1,40 1,50 1,50 1J0 1,80 V, щГ/лс.
Рис. 11.1. Удельный объем V и
потребляемая мощность мельни¬
цы N
8 9 9,510 11 17 13 Д рут
Рис. 11.2. Диаметр D, мощ¬
ность привода N и производи¬
тельность мельницы Q (круж¬
ками, стрелкой и штриховыми
линиями обозначен пример,
приводимый в тексте)
Размеры мельницы и удельная производительность помола.
Крупные мельницы более экономичны; это установлено после
двухлетних наблюдений за работой двух расположенных рядом
мельниц разных размеров при помоле одинакового клинкера с
получением цемента равной дисперсности и марки. У мельницы с
приводом мощностью 4000 л. с. (3,95X12,4 м) удельная произ¬
водительность на 1 л. с. на 12% выше по сравнению с мельни¬
цей мощностью 1500 л. с. (2,9X10,9 м) [135]. Прирост удельной
производительности мельницы показан на рис. 11.2 (1 л.с.=
746 Вт).
11.1. Соотношение L/D трубных мельниц
и потребляемая мощность
Потребляемая мельницей мощность и отношение длины L к
диаметру D не коррелированы. Например, у трубных мельниц
мощностью 7000 и 800 л. с., работающих в замкнутом цикле, от¬
ношение L/D = 3,2:1. Наиболее крупные современные амери¬
192
канские трубные мельницы для помола в замкнутом цикле име¬
ют L/D, равное примерно 3,2. В ФРГ это отношение достигает
4,3.
Отношение LID для мельниц, работающих в открытом цикле,
равно 5—6.
11.2. Диаметр трубных мельниц
и мощность привода
На рис. 11.3 показана связь между диаметром трубной мель¬
ницы с учетом футеровки (т. е. внутренним диаметром) и мощ¬
ностью привода мельницы в расчете на единицу ее длины для
сухого помола при коэффици¬
енте заполнения мелющими те¬
лами, равном 40%, и частоте
вращения мельницы, составля¬
ющей 75% критической.
Для других условий вводят
соответствующие поправки.
При коэффициенте заполнения
35% значение мощности при¬
вода на рис. 11.3 умножают на
66'
10'о"
13'0‘ 160 3), <рут
Рис. 11.3. Диаметр мельницы в све¬
ту D и потребляемая мощность N
на единицу длины мельницы
Рис. 11.4. Капитальные затраты А
на трубные мельницы мощностью N
0,954, а при коэффициенте 32% —на 0,916. Таким же образом
учитываются и типы привода.
Если мельница эксплуатируется при частоте вращения, сос¬
тавляющей 70% критической, то потребная мощность умножа¬
ется на коэффициент 70/75=0,933.
Показанная зависимость относится к использованию в каче¬
стве мелющих тел стальных шаров с объемной массой 4570 кг/
/м3. Если мельница загружена керамическими мелющими тела¬
ми (как при производстве белого цемента) с объемной массой
2212 кг/м3, то расчетная мощность привода умножается на ко¬
эффициент 2212/4570= 0,484.
13—394
193
11.3. Капитальные затраты на трубные мельницы
На рис. 11.4 приведены капитальные затраты на трубные
мельницы в расчете на 1 л. с. потребляемой мельницей мощности.
Удельные капиталовлежения на единицу мощности уменьшают¬
ся с ростом мощности привода, т. е. размеров мельницы. Если
затраты на 1 л.с. для мельницы мощностью 1000 л.с. принять
за 100%, то затраты на 1 л. с. для мельницы мощностью 7000 л. с.
составят 65%. При этом не учтена стоимость электрооборудова¬
ния, мелющих тел и монтажа.
11.4. Технические характеристики помольных установок
Характеристики помольных установок, используемых в це¬
ментной промышленности, приведены в табл. 11.4.1—11.4.7.
Таблица 11.4.1. Техническая характеристика помольных установок (США)
Число единиц
оборудования
Диаметр X длина, м
Мощность при¬
вода мельницы,
л. с.
Размалываемый матеря ал
1
4,6X14,9
7000
Цемент
1
4,6X16,5
6600
Сырьевой шлам
4,6X14,9
6600
Цемент
1
.3,95X12,4
4400
То же
1
3,95X14,3
4400
Сырьевой шлам
1
3,95X13,0
4400
Цемент
1
3,95X14,3
4400
3,95X13,0
4400
1
3,95X13,7
4400
3,95X13,0
4400
1
3,95X14,0
4400
1
3,95X13,0
4400
»
3,65X16,1
4400
1
3,95X12,7
3825
1
3,95X10,9
3450
1
4,25X7,3
2750
Сырьевая мука
1
3,65X10,3
2500
Цемент
2
3,65X10,3
2500
»
2
3,95X6,4
2000
194
Таблица 11.4.2. Помол сырьевой смеси в замкнутом цикле (поставочная ведомость фирмы «Полизиус» на 1972—1974 гг.)
‘BCJ012dEUSD dlSWBH'jy
aodoiedeuao сигэи^
h/i
‘qiooHqicaiHttoHeHodu
о и
с о
А
fiOf-
а та о
{-ч о с
>> 73
О О. Ф
н
0 6 ’§
1 °|1 О
S я s
ф
со
л о.
* х ~
* к :я
^ СЭ 2
я ~
={ ч
Я
■-я В
О >т
U
о
о
N.
Ю
оо"
СО
ю
ю
N.
ООО
^ СЧ
<М СЧ со
о о
Tf Tf
см сч
о о
г*» —■
сч сч
о
nT
* ж
* оо 5л
о
о
о
о
о
о
сос
ОЭ
ОЭ
ОЭ
ОЭ
о
о
дакК
СЖ -
-
Ptf
Ptf
CV
сч
рзг
сч
сх
-00 ^
оо
о
о
сч
СЧ
1
1
сч
•”11
CBJ gHhBdOJ
о+“
оо
IX,
о +
о
о +
о
+
о
%
‘BifBHdaiew чхэонже1гд
03 со
сч
ю
г*»
ww ‘*BirBHdsiew oj
-oyiseHcAdJBe чюоииЛОД
о id о
О СО
о о
со со
•£ и г s’:
f - 2 о £
3 2 г а 3
Й я 5*0 ^ «
5 и с ^
Я £ = о о Ь
еS£ш
иУСо|^
ф
зг
о.
ф
Is
с ё
S
са
<
5S
О
со
ф
ГГ
sS
2
Я
я
ч
я
о.
s^t
е- CL9® я
о Ь s ф
хди
‘BifsiejHatf qiooHtnow
ООО о
ю о о о
СЧ О СЧ Т^
—■ м* 1D со
03
сч
о о
8 8
со со
а>
ГГ
Си
Ф
•©-
s
°* 5
ф з
с S
о
о
о
1 ‘BHeAdjee BBaodern
О СО
03
сч сч
о
о
сч
тГ 00
~ о
сч сч
НИи/ро
‘BHHstoda eioioBh
N. сч
о
сч
СО
—
N.
со
04- со
г*»
г*»
г*»
г*»
Ю
ID
сч ~ —
MX
ю
ю
ID
О N-
сч
сч
1D
ID
ю
N.
— CD ТГ
lO
-
1D
О
сч — —
^хх
X
X
X
X
X
X
оо оо
CD
о
о
оо
сч
г*»
^ ю
ю
г*»
г*»
г*»
г*»
с
S
Н
й §
о 1=1
л «
j3 сЗ
- fc? ~
а ф s
о к я
Я С я
о ч
сз
к
1 о
а ч
>, у
° в
о О
Jt(j! о 0Ч
РЭ V •< S с- V
0 О А
с я сь
я о
к ф н
* я г
<^3 о
^ Э о.
Я Я Я
* О Я £
s и BS
я о с ф
Я я С Я
*5 2 О о *
1 3 оСЧ о
«< 5 v Н
£ к
§ m
§ -
н к
я
В- я
» ф
я В
о о
с я
я
к й
ч £
Pf ф а!*
13*
195
* Допускается содержание 5—7% более крупных частиц.
** R 90 — остаток, %, на сите с ячейками 0,090 мм; R 200—то же, иа сите с ячейками 0,200 мм; О — отходящие газы вра¬
щающихся печей; F — горячие топочные газы; К — аспирационный воздух колосникового холодильника
Таблица 11.4.3. Цементные мельницы, работающие в замкнутом цикле,
(поставочная ведомость фирмы «Полизиус» на 1972—1974 гг.)
Тип мельницы
Размеры: диа-
метрХ длина,
м
Частота вращения,
об/мин
Шаровая загрузка,
т
Мощность двигате¬
ля, кВт
Тип привода
Расход
аспира-
циоииого
воздуха,
м8/ч
Тип фильтра
Удельная поверх¬
ность цемента, см*/г
Производительность,
т/ч
Число сепараторов
/Диаметр сепаратора,
м
Примечание
«Цементро-
татор»
4,4X15,5
14,6
250
4000
Перифериче¬
ский
100 000
Рукавный
2900
135
2
6,5
Замкнутый
цикл
4,4X14,0
14,9
239
3500
Кольцевой дви¬
гатель
80 000
»
2800
130
2
6,0
Воздушное ох -
лаждение в се¬
4,4X16,0
14,9
276
4400
Перифериче¬
ский с косозу¬
бым зацеплени¬
ем
80 000
»
40%
Я 30
140
2
6,0
параторе
Водяное охлаж¬
дение в сепарато¬
ре
*
4,6X15,5
15,2
317
5000
То же
80 000
Электро¬
3500
105
2
6,5
»
5,2X16,5
14,0
390
6325
Кольцевой дви¬
гатель
90 000
фильтр
То же
3000
300
1
7,3
»
4,4X16,0
15,0
297
4100
То же
60 000
»
3700
109
2
6,0
»
4,4X16,0
14,9
281
4600
Перифериче¬
ский
52000
»
3600
90
2
6,0
Шлаковый це¬
мент
»
4,4X16,0
15,5
291
4500
Центральный
55 000
»
3000
125
1
8,5
»
4,4X14,0
14,8
239
3900
Перифериче¬
ский
45 000
»
3000
110
2
6,0
»
4,4X15,0
15,3
260
4300
То же
9 Г 500
Рукавный
3200
80
2
5,6
Таблица 11.4.4. Мельницы для помола сырьевой смеси, работающие
в замкнутом цикле (поставочная ведомость объединения SKET/ZAB, ГДР)
Размеры: диа-
метрХ длина,
м
Частота вра¬
щения,
об/мин
Шаровая за¬
грузка, т
Мощность
электродви¬
гателя, кВт ■
Тип привода
Круп-
иость за¬
гружаемо¬
го мате¬
риала, мм
Влажность
материала,%
Горячий газ
Тонкость по¬
мола готового
продукта, %
Произво¬
дитель¬
ность, т/ч
Число сепа¬
раторов
Диаметр
сепарато¬
ра, м
4,0X7,0
4,8X7,5
4,0X10,5
4,0X10,5
4,0X10,5
4,0X12
15,8
14,3
15,7
17
17
17
108
158
124
102
102
122
1450
2500
1900
1600
1600
1950
Периферический
Центральный
Тоже
Периферический
То же
*
30
30
30
30
30
30
4
4
5
5
10
8
о
о
о
о
0+F
О
15, R 90
15, 7?90
15, R 90
15, R 90
15, R 90
15, R 90
180
320
150
130
130
120
1
2
1
1
2
1
5.0
6,7
5.0
5.0
5.0
5.0
Таблица 11.4.5. Цементные мельницы, работающие в замкнутом цикле
(поставочная ведомость объединения SKtT/tAb, 1Д1Ц
Размеры: диа-
метрХ длина, м
Частота
вращения,
об/мии
Шаровая
загрузка,
т
Мощность
двиг ате-
ля, кБт
Тип привода
Количество
воздуха.
м*/ч
Фильтр
Удельная по¬
верхность
цемента,
см8/г, по
Блейиу
Произво¬
дитель¬
ность. т/ч
Число
сепарато¬
ров
Диаметр
сепарато¬
ра, м
3,6X13
16,2
142
2100
Центральный
40 000
Электрофи льтр
3300
65
1
5,0
3,6X14
16,2
160
2300
То же
40 000
Рукавный
2800
80
1
4,5
4,0X12
4,0X12
15.0
15.0
164
175
2400
2500
Перифериче¬
ский
Центральный
50 000
50 000
»
»
3000
3000
90
95
1
1
4.5
4.5
4,4X15
14,0
270
3900
Перифериче¬
ский
60000
»
j 2800
115
2
5,0
Таблица 11.4.6. Установки для помола, совмещенного с сушкой сырьевого материала
(фирма «Иидустриаилагеи, Гумбольдт-Ведаг»)
О о
м 03
и
©
О>
©
©
<N
©
©
©
©
©
©
LO
N.
©
©
©
©
©
©
©
©
©^
©
©
LO
©
С=Г
o'
©
cf
o'
©"
©"
©~
©"
©"
©
©
©
©"
OS
Dtf
С*
OS
os
OS
Ctf
OS
os
OS
OS
OS
csf
<N
<N
CM
cm"
nT
©"
cm"
CM
LO
cm"
of
CM
240
180
120
260
200
125
180
180
170
©
©
CO
140
130
200
210 I
§ 2»
2
§5
о. К
С
2 ч
Я та
S *
« &
ч 2
м 5
■Ч1 оо со
S ч
<и о
S" S
С/0 с/о
Q
Н
с/о с/о
CQ
Q £ я
Н Н CQ
Q а Э Q Q
н н pa н н
о
-8**я
3 S
а. ^
аГ о :
С О)
з
J3
ч
з
сь
Е_
3
<и
3
о.
О)
•9**3
3 s
а з
аГ <J :
С S
»з
2
*©*=5
3 S
a «
09 *“
©
©
©
©
LO
©
N.
CM
CO
CM
CM
О
О
см
со
о
о
см
СО
©
©
©
©
©
©
©
©
CO
oo
oo
LO
CM
CM
CM
©
©
s
©
©
©
©
CO
CO
а ^
о та
СМ — 00 О Ю
О со ^ CQ 00
СМ — — <М —>
о
о
см
О см о со гО
00 to о N. О
— —. сч — см
.. S
2 .
Stf та
5 *
2 X
2 &
о, v
£ 2
i s
« 5-
л *
LO
©
X
о
©
X
со
©
X
X
см
©
X
оо
X
оо
о
аГ
X
оо
N.
X
СО
X
05 СО -н
XXX
оо со оо оо
о lo
аГ of
X X
о
lO
198
LS — помольная установка с пневмотранспортом материала; TD — «Доппельротатор»; BU — мельница с ковшовым элева¬
тором и центробежным сепаратором; R 0,09 — остаток, %, на сите с ячейками 0,09 мм; 0,2—то же, на сите с ячейками
0,2 мм; 0,075 — то же, на сите с ячейками 0,075 мм.
Таблица 11.4.7. Цементные мельницы (фирма «Индустрианлаген,
Гумбольдт- Ведаг»)
Размеры
мельницы:
днаметрХ
Хдлина, м
1
Мелющая за¬
грузка, т
Мощность
двигателя, кВт
Тип привода
Система по¬
мола
Производи¬
тельность, т/ч
Удельная
поверх¬
ность це¬
мента, см"/
г, по
Блейну
Число сепа-
ратов
Тип сепара¬
тора
4,4X14,5
252
3900
Перифериче¬
ский
ви
107
3200
1
ZUB 48
4,4X14,5
252
3900
То же
DL
95
3200
—
—
4,4X16,0
280
4400
»
ви
125
3000
1
ZUB 50
5,0X17,5
400
6700
»
ви
165
3200
1
ZUB 58
5,0X17,5
400
6400
Центральный
ви
150
3500
1
ZUB 58
4,6X15,5
297
4700
Перифериче¬
ский
ви
110
3600
1
ZUB 55
4,4X15,5
270
4000
То же
ви
110
3200
1
ZUB 48
4,8X15,5
330
5200
Центральный
ви
150
3000
1
ZUB 55
5,0X16,5
386
6200
То же
ви
220
2700
2
0 7,0м
5,0X16,5
415
6400
Кольцевой дви¬
гатель
ви
145
4000
1
ZUB 68
5,0X16,5
415
6400
То же
ви
180
3200
1
ZUB 68
DL — мельница, работающая в открытом цикле; ZUB — сепаратор
с выносным циклоном.
11.5. Размеры японских трубных мельниц
Эти размеры приведены в табл. 11.5.1.
Таблица 11.5.1. Размеры трубных мельииц фирмы
«Кавасаки Хэви индастриз» (Япония)
Мощность привода мельницы
Внутренний Диаметр
мельницы, м
Длина мельницы, м
кВт
л. с.
370
500
2,3—2,6
4,6—6,5
750
1000
2,7—3,2
5,4-9,0
1100
1500
3,0—3,7
6,0—10,0
1500
2000
3,2—4,0
6,5—10,5
1900
2500
3,5—4,2
7,0—11,0
2200
3000
3,7—4,5
7,5—11,5
3000
4000
' 4,0—4,8
8,0—12,0
3700
5000
4,3—5,1
8,5—13,5
4500
' 6000
4,5—5,3
9,0—14,0
5200
7000
4,7—5,5
9,5—14,5
6000
8000
4,9-5,5 '
11,0—15,0
6700
9000
' 5,1—5,5
12,0—15,5
7500
10 000
' 5,2-5,5
14,5—16,5
199
11.6. Технические характеристики некоторых
цементных мельниц, выпускаемых в СССР и ГДР
(помол в открытом цикле)
Эти характеристики приведены в табл. 11.6.1 [137J.
Таблица 11.6.1. Технические характеристики некоторых
цементных мельниц
Заводы-изготовители
мельниц
Показатель
Сибтяжмаш (СССР)
Народное предпри¬
ятие по производству
цементных установок,
Дессау. Комбинат
тяжелого машино¬
строения «Эрнст
Тельман» (S КЕТ,
Магдебург, ГДР)
Диаметр мельницы, м
2
2,2
2,6
3,2
3,2
4,4
Длина мельницы, м
10,5
13
13
15
15
15
Частота вращения, об/мин
21
20
20
16
16,4
14
Масса мелющих тел, т
Производительность мель¬
ницы при остатке 6—9% на
сите с числом ячеек 4900 на
1 см2, т/ч
Мощность привода мель¬
ницы, кВт
32
45
80
140
130
270
10—12
17
26
54
50
110
350
480
820
1765
1750
3900
Масса мельницы без приво¬
да и мелющих тел, т
69,3
84
137
217
207
415
Число помольных камер
4
4
3
3
3
2
12. Помол в замкнутом цикле
При помоле в замкнутом цикле крупная фракция материала
проходит через мельницу несколько раз. Мелкая фракция после
отделения в сепараторе становится готовым продуктом и боль¬
ше не возвращается в мельницу. Благодаря своевременному
удалению мелкой фракции из мельницы готовый продукт имеет
однородный гранулометрический состав.
При одновременном прохождении материала через длинные
многокамерные мельницы возникает большое число зерен раз¬
личных размеров (широкий диапазон крупности), в том числе по¬
являются фракции, ухудшающие качество продукта.
Работа измельчения осуществляется только в мельнице. Се¬
паратор лишь отделяет мелкую фракцию, которая уже содер¬
жится в размолотом материале; этим он улучшает условия ра¬
боты измельчителя.
200
В состав помольной установки замкнутого цикла входят
трубная мельница, элеваторы, сепараторы и вентилятор
(рис. 12.1). Эти вспомогательные агрегаты требуют дополни¬
тельных затрат энергии, которые составляют от 10 до 20% энер¬
гозатрат мельницы. Поэтому нелегко доказать, что сепаратор¬
ные мельницы характеризуются более низкими удельными энер¬
гозатратами. При возрастании удельной поверхности материала
эффективность применения мельниц замкнутого цикла стано¬
вится более очевидной.
Рис. 12.1. Циклы помола: замкнутый (а) и открытый (б)
При помоле цемента'важно не только значение удельной по¬
верхности; цемент должен также иметь заданный грануломет¬
рический состав. Обычно высокой удельной поверхности соот¬
ветствует повышенное содержание мелких фракций. Однако са¬
ми по себе мелкие фракции не определяют гидравлическую
активность цемента. При помоле в замкнутом цикле измельчение
в основном затрагивает крупные зерна материала, поэтому в
противоположность помолу в открытом цикле здесь предотвра¬
щается образование избытка мелкой фракции. Мельницы замк¬
нутого цикла производят материал от «среднего» до «узкого»
гранулометрического состава. Это свидетельствует о превосход¬
стве сепараторных мельниц перед многокамерными.
201
По Бёрнеру [138], мельницы, работающие в замкнутом цик¬
ле, производят цемент большей гидравлической активности; это
означает, что при одинаковой прочности цемент, полученный в
многокамерных мельницах, должен иметь удельную поверхность
по Блейну выше на 350 см2/г.
По данным Кайля [139], средняя удельная поверхность по
Блейну при помоле цемента различных марок в открытом цикле
должна составлять, см2/г: для цемен¬
та марки 275—3100, марки 375—3500,
марки 475—5200.
С учетом указанной разности удель¬
ная поверхность, по Блейну, цемента
разных марок при помоле в замкнутом
цикле следующая, см2/г: для цемента
марки 275 она равна 3100—350 = 2750,
марки 375 — 3500—350=3150, марки
475 — 5200—350=4850.
Производительность мельниц при
помоле цемента с различной удельной
поверхностью может быть определена
на основании кривых производитель¬
ности по Якобу [106], устанавливаю¬
щих связь между удельной поверхно¬
стью и удельной производительностью
мельницы (рис. 12.2).
По действующим в ФРГ нормам
DIN 1164 прежние марки цемента 275,
375 и 475 преобразованы в марки 350,
450 и 550, означающие прочность це¬
мента при сжатии после 28 дней твер¬
дения. В отношении тонкости помола
цемента можно отметить, что по DIN
1164 для цементов всех марок норми¬
руется величина удельной поверхности,
по Блейну, не менее 2200, а в особых
случаях — 2000. Верхний предел удельной поверхности не уста¬
новлен.
В нормах ASTM (США) для портландцемента типов I, II,
IV и V предусмотрена удельная поверхность, по Блейну, не ме¬
нее 2800, а для быстротвердеющего (высокопрочного) цемента
типа III норматив по удельной поверхности не установлен.
Пример 12.1. Для цементной мельницы производительностью L —
= 24 т/ч цемента марки 275 с удельной поверхностью, по Блейну, 3100 см2/г
определить: а) производительность L{ для цемента марки 375 с удельной
ловерхностью, по Блейиу, 3500 см2/г; б) производительность 12 для цемента
марки 475 с удельной поверхностью, по Блейну, 5200 см2(г.
202
Рис. 12.2. Зависимость меж¬
ду удельной производи¬
тельностью мельницы (ин¬
дексом работы по Бойду
В) и удельной поверхно¬
стью по Блейну S; PZ —
портландцемент; EPZ — же¬
лезистый портландцемент:
HOZ — шлакопортландце-
мент; TrZ — трассовый це¬
мент
Решение: согласно рис. 12.2, удельной поверхности 3100 соответствует
удельная производительность /=0,8, удельной поверхности 3500—/1=0,65 и
удельной поверхности 5200—/г=0,35.
Ь-f-***--»..».
При переходе от цемента марки 275 к цементу марки 375 получаем сниже¬
ние производительности на
(24 - 19,5) 100 ,
V ' -=18,7%,
24
а при переходе от цемента марки 275 к цементу марки 475 производитель¬
ность падает на
(24— 10,5) 100
24
= 56,2%.
Теперь можно определить производительность при помоле цемента в
замкнутом цикле с учетом уменьшенных значений удельной поверхности и
кривых удельной производительности по рис. 12.2.
Для цемента марки 275 при удельной поверхности 2750 см2/г получаем
0,98 Л
— 24 = 29,4 т/ч;
для цемента марки 375 при удельной поверхности 3150 см2/г
0,82
—— 24 = 24,6 т/ч;
0,8
для цемента марки 475 при удельной поверхности 4850 см2/г
0,39
— 24=11,7т/ч.
Повышение производительности по сравнению с помолом в открытом
цикле составляет, %:
29 4 24
для цемента марки 275 — 100 = 22,5;
24
26,4—19,5
для цемента марки 375 —— 100 = 26,1;
19.5
11,7—10,5 „
для цемента марки 475 —— 100 = 11,4.
10.5
Примерно так же снижаются значения удельных энергозатрат на помол.
Этим примером Якоб обосновывает преимущество мельницы
замкнутого цикла по сравнению с мельницей с однократным
прохождением материала, особенно при помоле высокомарочно¬
го цемента. По мнению Бельвинкеля [140], кроме того, нужно
учитывать следующее.
1. Крупные помольные агрегаты обеспечивают удельные
энергозатраты на 10—15% ниже по сравнению с небольшими
мельницами.
203
2. Для получения высокой производительности рекомендует¬
ся применять помол в замкнутом цикле с сепараторами.
3. Для помола цемента переменной дисперсности следует
применять замкнутый цикл, так как это более гибкая схема.
Многокамерные мельницы, работающие в открытом цикле, труд¬
но приспособить к изменяющимся требованиям. Крупные много¬
камерные мельницы, предназначенные для помола стандартного
цемента, непригодны для более тонкого помола. Изменение дис¬
персности продукта многокамерных мельниц требует изменения
состава мелющих тел.
4. Замкнутый цикл более пригоден для совместного помола
материалов различной размалываемости.
Кроме того, можно отметить, что при увеличении кратности
циркуляции материала при помоле цемента снижается доля осо¬
бо мелких и слишком крупных частиц; при помоле в замкнутом
цикле снижается износ; рост кратности циркуляции повышает
конечную прочность цемента, а ее снижение приводит к повыше¬
нию начальной прочности цемента1.
12.1. Сравнение производительности мельниц
Для сравнения принимают величину размалываемости, опре¬
деленную с помощью специального прибора, или измельчителя.
Вначале определяют удельные энергозатраты на помол в кВтХ
Хч/т исходя из производительности в т/ч и энергозатрат в кВт-ч.
Удельную поверхность размолотого цемента пересчитывают с
см2/г на см2-10®/т. Затем определяют выход удельной поверхно¬
сти на единицу энергозатрат а, который для удельной поверхно¬
сти от 2500 до 3000 составляет 100-10® см2/(кВт-ч). После этого
на основе удельных энергозатрат, найденных с помощью прибо¬
ра для определения размалываемости, и известной удельной
поверхности рассчитывают выход удельной поверхности на еди¬
ницу энергозатрат а' на этом приборе. Отношение а/а' служит
хорошим показателем, характеризующим работу помольной ус¬
тановки. Эта же характеристика позволяет сравнить работу мель¬
ниц различных заводов с учетом размалываемости. Если а/а' =
= 1, то выход удельной поверхности на единицу энергозатрат
при эксплуатации промышленной мельницы совпадает со зна¬
чением, найденным с помощью прибора для определения разма¬
лываемости. Известно, что для хорошо работающих помольных
агрегатов отношение а/а' должно составлять от 1,1 до 1,5. Если
а/а'<. 1, то помольная установка неэффективна [140].
12.2. Площадь, занимаемая помольными установками
Кривые на рис. 11.4 показывают экономию капитальных за¬
трат при установке крупных помольных агрегатов по сравнению
с мелкими. Е1а рис. 12.3 также представлено сравнение площа¬
дей и строительных объемов двух помольных цехов, один из ко¬
1 При достаточно совершенных сепараторах. (Прим. ред.)
204
торых включает две крупные мельницы, а другой — шесть ма¬
лых. Применение крупных мельниц приводит к экономии площа¬
ди застройки [141].
Мощность каждой крупной мельницы 4400 л. с., а каждой
малой— 1500 л.с. Комплекс из двух мельниц занимает пло-
Рис. 12.3. Схема расположения оборудования и строительные объемы по¬
мольных цехов с мощными мельницами (а) и мельницами меньшей мощности
(б). Суммарные производительности (т/ч) равны, масштабы изображения оди¬
наковы, площади помещений обозначены точками
а — две мельницы по 4400 л. с., площадь помещения 963 м2; б— шесть мельниц по
1500 л. с., площадь помещения 2778 м2
щадь 963 м2, а из шести мельниц — 2778 м2. Экономия площади
застройки в первом случае составляет 65%. Экономия строи¬
тельного объема на 15% меньше.
12.3. Сравнение мельниц, работающих в открытом
и замкнутом циклах
Весь цемент, производимый в США, размалывается на мель¬
ницах, работающих в замкнутом цикле с сепараторами. На этих
установках в 1974 г. было выпущено 82 млн. т цемента. Почти
все трубные мельницы для сухого помола сырья здесь также ра¬
ботают в замкнутом цикле с сепараторами [141а].
В ФРГ в настоящее время 35% цементных мельниц обору¬
дованы воздушными сепараторами; 65% мельниц работают с
однократным прохождением материала [142]. Годовая возмож¬
ная производительность всех цементных мельниц в ФРГ состав¬
ляет 50 млн. т цемента общего назначения, а фактическое про¬
изводство цемента в 1975 г. составило 33 млн. т [142а].
В СССР в 1975 г. фактическое производство цемента достиг¬
ло 122 млн. т, причем только относительно небольшое число це¬
ментных мельниц различного размера эксплуатировалось в зам¬
205
кнутом цикле. Советские эксперты обосновывают ограниченное
применение замкнутого цикла помола следующими причинами:
1) сложностью механического оборудования установок;
2) частыми дефектами и поломками вспомогательного обо¬
рудования, вызванными его техническим несовершенством;
3) недостаточным опытом эксплуатации помольных устано¬
вок, работающих в замкнутом цикле;
4) недостатком теоретических разработок в области помола
в замкнутом цикле и воздушной сепарации [143].
12.4. Тонкий помол с помощью малых мелющих тел
Помол цементного клинкера в открытом цикле с целью полу¬
чения удельной поверхности, превышающей 3000—3500 см2/г по
Блейну, представляет определенные трудности вследствие агре-
Рис. 12.4. Помольная установка «Мииипебс»
/, 2 — загрузка клинкера н гипса', 3 —первичная многокамерная мельница; 4 — мельни¬
ца для тонкого помола «Минипебс»; 5 — готовый материал; 6 — электрофильтр
гирования частиц [143а]. Фирма «Смидт» для помола в откры¬
том цикле разработала установку «Минипебс», состоящую из
двух трубных мельниц (рис. 12.4).
В мельнице предварительного помола производится измель¬
чение цемента до удельной поверхности, по Блейну, 2500—
3000 см2/г. В мельнице тонкого помола при работе в открытом
цикле можно достичь удельной поверхности около 6000 см2/г по
Блейну [143Ь]. В однокамерной мельнице тонкого помола ме¬
лющей загрузкой служит цильпебс размером 4—8 мм; такие ме¬
лющие тела названы минипебсом. По данным фирмы, такой
помол требует меньших затрат, чем помол в замкнутом цик¬
ле (табл. 12.1). В мельницах предварительного и тонкого помо-
206
Таблица 12.1. Сравнение помола в открытом цикле
на установке «Минипебс» с помолом в замкнутом цикле
Помольные испытания (Рёрдал, 3-7
марта 1969 г.)
Открытый цикл с
минипебсом
Замкнутый
цикл с сепа¬
ратором
Открытый
цикл/Замк-
нутый
цикл, %
Мельница:
диаметр, м
3,8 2,9
4,2
—
длина, м
12,0 10,4
13,0
двигатель, л. с.
3200 1400
4500
100
Интенсификатор помола (ТЭА), г/т
275
275
Удельные энергозатраты, кВт-ч/т:
мельница
33,7+13,1 =
=46,8
46,4
101 .
воздушный сепаратор и ковшовый
0
3,2
—
элеватор
94
Всего
46,8
49,6
Цемент:
удельная поверхность по Блейну,
3890
3940 .
99
см2/г
остаток на сите с ячейками 45 мкм
3,6
5,0
72
остаток на сите с ячейками 25 мкм
28,5
29,7
96
Прочность при сжатии, кгс/см2 (по
методике ИСО) при твердении в те¬
чение, сут:
1
209
195
107
3
402
380
106
7
534
517
103
28 •
604
588
103
ла предусмотрено водяное охлаждение для регулировки темпе¬
ратуры цемента. Для повышения эффективности измельчения
цемента с помощью минипебса применяют интенсификаторы по¬
мола: обычно добавляется триэтаноламин в количестве 200—
300 г/т. Коэффициент равномерности гранулометрического со¬
става (угол подъема графика в системе координат lg размера
частиц — lglg 100%—величина остатка на ситах) примерно та¬
кой же, как и при помоле цемента в замкнутом цикле [143с].
Такую систему помола уже применяют на ряде новых установок
[87с].
13. Роликовые мельницы
В результате разработки износоустойчивых сортов стали воз¬
росло применение в цементной промышленности быстроходных
мельниц. Количество используемых в настоящее время ролико¬
вых мельниц возрастает [142].
207
Роликовые мельницы характеризуются более низкими удель¬
ными энергозатратами по сравнению с гравитационными, зани¬
мают меньше места на единицу мощности и требуют значитель¬
но меньших капиталовложений. Роликовые мельницы выполня¬
ются обычно с пневмотранспортом готового продукта. Эти мель¬
ницы работают в замкнутом цикле с воздушным сепаратором и
почти всегда используются в качестве помольно-сушильных ус¬
тановок.
В настоящее время выпускаются роликовые мельницы про¬
изводительностью до 500 т/ч цементной сырьевой смеси (мель¬
ница Лёше, спаренная роликовая мельница «Полизиус», мельни¬
ца MPS «Пфайфер», роликовая мельница SKET/ZAB).
Принцип действия роликовой мельницы основан на движе¬
нии по броневой плите или чаше, вращающейся в горизонталь¬
ной плоскости, от 2 до 4 помольных валков, оси которых закреп¬
лены на качающихся подвесках. В небольших мельницах эти
подвески соединены со стальными пружинами (пружинные
мельницы), а в крупных мельницах помольное движение, т. е.
давление валков на размалываемый материал, осуществляется
с помощью гидравлико-пневматической системы.
13.1. Валковые мельницы Лёше
На рис. 13.1 представлен разрез мельницы Лёше (фирма
«Измельчающее и цементное оборудование Лёше», Дюссель¬
дорф, ФРГ) с центробежным сепа¬
ратором. Давление помольных вал¬
ков на размалываемый материал в
футерованной чаше регулируется
гидравлическим устройством [144].
Размалываемый материал пода¬
ется в мельницу сверху и падает в
центр помольной чаши, затем под
действием центробежных сил по¬
падает под валки.
Отражательное кольцо, проходя¬
щее по краю чаши, способствует об¬
разованию слоя измельчаемого ма¬
териала — так называемой помоль¬
ной постели. Размолотый материал
через край кольца выбрасывается
наружу. Здесь восходящим воздуш¬
ным потоком (создающимся специ¬
альным вентилятором) материал
подается в центробежный сепара¬
тор, находящийся в верхней части
мельницы; в сепараторе крупная
фракция отделяется от мелкой.
Крупка падает в центр помольной
Рис. 13.1. Четырехвалковая
мельница Лёше с центробеж¬
ным сепаратором
208
чаши для вторичного помола, а мелкая фракция вместе с возду¬
хом покидает установку. Встроенный конический центробежный
сепаратор типа «Гиротор» разработан фирмой «Хардинг Компа¬
ни» [145].
Сепаратор «Гиротор» позволяет регулировать границу разде¬
ления материала от 400 до 40 мкм. Он состоит из усеченного ко¬
нусообразного ротора с серией перпендикулярных оси лопас¬
тей. Ротор окружен коническим корпусом, который собирает
воздушный поток и направляет его вверх. Ротор вращается во¬
круг своей вертикальной оси относительно медленно и сообщает
запыленному воздушному потоку центробежное ускорение;
при этом более крупные частицы собираются на коническом кор¬
пусе, по которому они соскальзывают назад в мельницу для по¬
вторного помола.
Вертикальная транспортировка размалываемого материала
от помольной чаши до воздушного сепаратора с помощью пото¬
ка горячих газов позволяет применять такие мельницы для
сушки сырья в процессе помола, тем более что загружаемый ма¬
териал циркулирует 8—10 раз. Для сушки материала могут ис¬
пользоваться горячие отходящие газы, имеющиеся на цементном
заводе.
Регулировка тонкости помола продукта производится путем
изменения частоты вращения ротора сепаратора.
Мелющие детали валковой мельницы (корпуса валков и сег¬
ментная помольная чаша) подвергаются износу из-за абразив¬
ных свойств сырьевой смеси, что вызывает необходимость их за¬
мены после 1—2 лет эксплуатации. В зависимости от размера
валков могут размалываться частицы крупностью до 50—100 мм
без заметного снижения производительности. В мельнице Лёше
валки можно в течение одного дня извлечь из корпуса мельницы
и заменить новыми. Необходимо следить за планомерной заме¬
ной изношенных валков. Износ при помоле цементной сырьевой
смеси составляет 0,9 г для валков и 1,5 г для помольной чаши
на 1 т размалываемого материала [146].
Область применения и энергозатраты. Влажность материала
(цементной сырьевой смеси), загружаемого в мельницу, может
составлять 15—18%. Тонкость помола готового продукта обыч¬
но находится в пределах 6—30% остатка на сите с ячейками
0,09 мм (4900 ячеек/см2). Производительность мельницы дости¬
гает 500 т/ч цементной сырьевой смеси.
На рис. 13.2 показаны производительность и мощность при¬
вода мельниц Лёше, находящихся в эксплуатации [147].
По эксплуатационным данным, удельные энергозатраты рав¬
ны 10 кВт-ч/т при помоле известняка средней твердости до тон¬
кости помола, соответствующей 12% остатка на сите с ячейка¬
ми 0,09 мм и 1% остатка на сите с ячейками 0,2 мм при влаж¬
ности известняка до 8%. Такой результат относится к крупным
мельницам с диаметром помольной чаши около 2000 мм. Не¬
14—394
209
большие мельницы с диаметром чаши 1400—1500 мм характери¬
зуются удельными энергозатратами около 12 кВт-ч/т. Эта вели¬
чина включает энергозатраты в сепараторе, вентиляторе, загру¬
зочном устройстве и электрофильтре.
Тип
I, LM5010
LM 0800
LM0500
LM0300
lm то
^ LM 381/0
? LM360O
% LM3000
| LM 3200
LM3000
I LM2BOO
^ LM2700WO 200 300 000 500 500 WO 800 BOO Qj/ч
Tun
* LMZ720
i LM 2520
J LM 2020
| LM 2220
| LM2120
% LM 2020
%_ LM 1020
\ LM1B20
% LM 1720
450 WO 150 О, т/ч
Рис. 13.2. Диаграмма производительности Q мельниц Лёше различных раз¬
меров (типов). Плотная штриховка обозначает легкоразмалываемый матери¬
ал или крупный помол; редкая штриховка — трудно размалываемый матери¬
ал или тонкий помол
При помоле угля для отопления вращающихся печей энерго¬
затраты составляют 13,5 кВт-ч/т при 8% остатке на сите с ячей¬
ками 0,09 мм.
При расчете вентилятора следует учитывать потери давления
в роликовой мельнице от 450 до 600 мм вод. ст. в зависимости
от типа мельницы и фракционного состава размалываемого ма¬
териала.
210
Конструкция помольной установки Лёше (рис. 13.3) для сов¬
мещенной с помолом сушки цементной сырьевой смеси отходя¬
щими газами вращающейся печи с теплообменником предусмат-
Рис. 13.3. Технологическая (/—20) и регулировочная (I—XXII) схемы на¬
польно-сушильной установки с мельницей Лёше
J — бункеры исходных материалов; 2— весовые питатели-дозаторы; 3 — ленточный транс-
'портер; 4— буферный буикер; 5 — весовой питатель мельницы; 6 — входная воронка;
7— мельница; 5 —сепаратор; 9 — электрофильтр; 10 — вентилятор; И — вращающаяся
печь; 12—кальцинатор; 13 — циклон теплообменника; 14 — вентилятор теплообменника;
/5 —горячие газы для сушки; /б—наружный воздух; 17 — воздухоподогреватель; 18 —
запорные клапаны; 19 — распределительный клапан; 20 — выгрузка готового продукта;
I — регулирующие устройства; 11 — контрольная панель с дисплеями и сигнальными
< приборами; 111 — контроль давления после вентилятора теплообменника; IV — совмест¬
ная панель теплообменника и мельницы; V — прямое управление работой электрофильт¬
ра; VI — управление сепаратором; VII — индикатор частоты вращения; VIII — нагрузка
электродвигателя привода; IX — управление клапанами в воронке мельницы; X — конт¬
роль установки клапанов; XI — регулировка; XII — фиксация и управление разрежением
за фильтром; XIII — регулировка вентилятора; XIV — фиксация нагрузки вентилятора;
XV — контроль воздухонагревателя; XVI — контроль температуры за мельницей; XVII —
контроль и регулирование питания мельницы; XVIII — контроль смазочной системы
главного привода; XIX — контроль и регулирование давления измельчения (валков);
XX — контроль нагрузки главного привода; XXI — дисплей (монитор) вибраций мельни-
^ цы; XXII — контроль дозирования компонентов сырьевой смеси
ривает помимо нормальной эксплуатации, при которой отходя-
щие от печи газы подаются в мельницу и при необходимости
смешиваются с добавочными горячими газами, возможность
непосредственной подачи печных газов к фильтру системы пыле¬
удаления при остановке мельницы.
13.2. Шаровые кольцевые мельницы
Мельницы Петерса (фирма «Клаудиус Петерс», Гамбург,
ФРГ), ранее называвшиеся мельницами Фуллера — Петерса,
14*
211
применяются в цементной промышленности для помола угля в
основном там, где нет другого топлива. Установка состоит из
помольной камеры, сепаратора и редуктора привода. В помоль¬
ной камере вращается нижнее кольцо, а верхнее установлено не¬
подвижно. С помощью регулируемых стальных пружин или гид¬
равлического (гидравлико-пневматического) устройства верхнее
Рис. 13.4. Мельница Петерса
/ — сырой уголь; 2 — угольная пыль к форсунке вращающейся печи или циклонам (го¬
товый продукт); 3—подача горячего воздуха; 4 — регулируемые лопасти для установ¬
ки тонкости помола; 5 — воздушный сепаратор; 6 — гидравлико-пиевматическое устрой¬
ство для передачи давления; 7 — мелющие шары; 8 —нижнее вращающееся измельча¬
ющее кольцо; у— воздух; 10— приводная передача мельницы
помольное кольцо прижимается к мелющим шарам, плотно при¬
легающим одни к другим; шары, зажатые между кольцами, вра-
щаясь, образуют подобие шарикового подшипника.
Размалываемый материал с помощью дозатора подается сбо¬
ку через корпус мельницы или в центре через сепаратор в по¬
мольную камеру (крупка) и под действием центробежных сил
поступает в зазор между мелющими шарами. Размолотый ма¬
териал попадает на края помольной зоны, подхватывается вое-
ходящим воздушным потоком п поступает в сепаратор. Крупные
зерна, отделенные в сепараторе, падают назад в зону помола, а
мелкая фракция вместе с воздухом покидает мельницу.
Влажный материал может подвергать¬
ся в мельнице интенсивной сушке путем
подачи воздуха или горячих газов соот¬
ветствующей температуры. По данным
поставщиков, температура поступающих
газов не должна превышать 600° С.
Мельница Петерса типа ЕМ заполня¬
ется износоустойчивыми мелющими ша¬
рами из пустотелых стальных отливок.
В зависимости от размера мельницы диа¬
метр мелющих шаров может достигать
1250 мм.
На рис. 13.4 схематически представ¬
лена мельница Петерса, а на рис. 13.5 —
мелющий шар и помольная поверхность
(или кольцо) кольцевой мельницы.
В табл. 13.2.1 приведена производи¬
тельность в т/ч кольцевых мельниц Пе¬
терса модели ЕМ при помоле угля (100
ед. по Хардгроуву) до уровня дисперсно¬
сти, соответствующего остатку 10—
35% на сите с ячейками 0,09 мм.
13.3. Пружинная роликовая мельница Раймонда
В цементной промышленности США широкое применение
для помола угля, совмещенного с сушкой, получили роликовые
мельницы Раймонда. Они имеют все основные признаки валко¬
вых мельниц. Такая мельница состоит из кольца, закрепленного
во вращающейся помольной чаше. Мелющие ролики прижаты
пружинами к помольному кольцу. Окружная скорость помоль¬
ной чаши составляет 5,3—6,5 м/с.
На рис. 13.6 показаны фрагменты помольного кольца и ро¬
лика пружинных роликовых мельниц Раймонда. Конструкция,
представленная на рис. 13.6, а, применяется при помоле угля для
топок с принудительной тягой, а на рис. 13.6.6 — для топок с
подачей воздуха под давлением.
Помол в мельнице Раймонда осуществляется с использова¬
нием встроенного классификатора, при регулировке которого
достигается тонкость помола, характеризуемая остатком 20—
30% на сите с числом ячеек 6400 на 1 см2. Регулировка тонкости
помола может осуществляться в процессе эксплуатации. Влия¬
ние тонкости помола размалываемого материала на производи¬
тельность мельницы Раймонда показано на рис. 13.7 [148].
Производительность и размеры пружинных роликовых мель¬
ниц Раймонда приведены в табл. 13.3.1. Эти данные относятся к
213
Рис. 13.5. Мелющий шар
и помольная чаша мель¬
ницы Петерса
Таблица 13.2.1. Производительность мельниц Петерса, т/'
о
ТР
105,8
129,4
151,2
1
1
168
1
00
00
201,6
СО
т-
т-
СЧ
т-
сч
О
сч
СЧ
Г-
00
00
со
о
-
ю
со
см
00
со
о
о
53,4
65,3
76,3
i
00
00
93,3
00
о
т-
сч
сО
о
со
СО
СО
СО
ю
сО
сО
со
т-
00
00
00
h-
33,3
40,7
47,5
52,8
00
ю
63,4
2
а
К
К
л
ю
■~о
27,2
33,3
38,9
43,2
47,5
51,8
ч
О)
2
СЧ
т-
СЧ
т-
сч
а
О)
т
сч
сч
т-
сч
со
lO
СО
00
со
сч
то
то
а
со
ю
сО
СО
00
тр
о
т-
2
О
СЧ
со
сч
с£>
СЧ
СП
сч
со
h-
СО
16,0
18,7
20,8
22,9
25,0
со
т-
СЧ
сч
сп
со
lO
со
00
со
со
6,4
00
tsT
СП
О
12,1
i
о
со
о
<м
Ю
сО
т-
00
со
С1
2,5
со
3,6
4,0
4,4
00
сО
00
о
—
—
—
сч
см
Тонкость помола,
% остатка на сите
0.09 мм
О
LO
20
25
о
со
35
214
Таблица 13.3.1. Характеристика пружинных роликовых мельииц Раймонда
Показатель
Тип мельиицы
RB
RPS
Топка
С тягой
С подачей
воздуха под
давлением
Маркировка размеров
№ 312—
№ 423—
№ 753
№863
Производительность, т/ч
Мощность двигателей, включая привод вентиля¬
1,8-30
6—53
тора, л. с.
40—500
100—900
Частота вращения двигателя, об/мин
1800—1900
1200—900
6)
Рис. 13.6. Мелющая чаша и ролики
мельницы Раймонда
а —для тонкого помола; б — для более
низкой дисперсности
Рис. 13.7. Диаграмма производитель¬
ности Q мельницы Раймонда в зави¬
симости от размалываемости К уг¬
ля, по Хардгроуву, при различных
уровнях дисперсности продукта
215
углю с индексом размалываемости 55 по шкале Хардгроува и
помолу угля до 30% остатка на сите с числом ячек 6400 на 1 см2
при начальной влажности около 12%.
13.4. Валковая мельница системы MPS
Конструкция мельницы MPS в основном совпадает с други¬
ми роликовыми и валковыми мельницами. Однако в мельнице
MPS установлены три неподвижных мелющих валка, прижатых
Рис. 13.8. Мельница MPS: вентили¬
рование и удаление посторонних ме¬
таллических предметов
1 — подача воздуха; 2— пнтаине мельни¬
цы; 3 — короб для выброса металличес¬
ких предметов
Рис. 13.9. Мельница MPS в разрезе
к вращающейся чаше. Требуемое для помола давление создает¬
ся гидропневматической системой через пружины, равномерно
прижимающие все три валка. Совмещение помола с сушкой в
этих мельницах основано на принципе противотока, что схема¬
тически показано на рис. 13.8.
Горячие газы поступают через кольцо с дюзами, расположен¬
ное по окружности помольной чаши, просушивают размалывае¬
мый материал и одновременно транспортируют его вверх к се¬
паратору. Посторонние металлические предметы падают вниз
через кольцо с дюзами и удаляются.
Мельница MPS Пфайфера имеет в зоне помола относитель¬
но большое свободное поперечное сечение. Благодаря этому гид¬
равлическое сопротивление мельницы невелико. С другой сторо¬
ны, это позволяет более эффективно использовать для сушки
216
отходящие газы вращающейся печи с низким тепловым потен¬
циалом.
При применении помольной установки MPS Пфайфера с до¬
полнительной топкой можно, например, произвести сушку ма¬
териала влажностью 18% до влажности около 0,7%. При этом
температура горячих газов на входе в мельницу составляет
450° С, а на выходе из сепаратора — около 105° С.
На рис. 13.9 показан поперечный разрез мельницы MPS.
MPS 5300
mps то
т 0500
MPS 0150
т 3750
т зо50
MPS 3150
UPS 2900
MPS 2550
MPS 2050
MPS 2250
’/о
В цементной промышленности мельницы MPS нашли широ¬
кое применение для помола, совмещенного с сушкой сырьевых
смесей и угля. Такие мельницы производительностью до 300 т/ч
цементной сырьевой смеси поставляются фирмой «Пфайфер»
(Кайзерслаутерн, ФРГ). Мельницы MPS получают все большее
распространение для помола угля в цементной промышленности
и энергетике. Из 800 мельниц MPS, изготовленных до 1977 г.,
600 используются для помола угля, а 100—-исключительно для
помола цементных сырьевых смесей.
Удельные энергозатраты при помоле с сушкой сырьевой сме¬
си составляют 9 кВт-ч/т, из которых 5,8 кВт-ч/т приходится на
собственно помол до тонкости 18% остатка на сите с ячейками
0,09 мм. Остальные 3,2 кВт-ч/т расходуются на преодоление
гидравлического сопротивления мельницы, составляющего
360 мм вод. ст. [148а].
У наиболее распространенных типов этих мельниц диаметр
мелющих валков составляет 1400—2500 мм. Их износ при помо¬
ле угля равен 12 г/т (нетто) и 29 г/т (брутто). Мелющие валки
и поддон изготовляются из сплава «Нихард» с твердостью, по
Виккерсу, 650.
На рис. 13.10 показаны графики производительности мель¬
ниц MPS, которая в значительной степени зависит от размалы¬
ваемости различных сырьевых смесей.
Рис. 13.10. Диаграмма производи¬
тельности (Q, т/ч цементного сырья
умеренной твердости) мельниц MPS
различных размеров в зависимости
от требований к дисперсности (по ос¬
татку R, мае. %, на сите 0,090 мм)
217
Графики, показанные на рисунке, относятся к цементной
сырьевой смеси средней твердости. В зависимости от твердости
размалываемого материала крупность частиц материала, загру¬
жаемого в валковую мельницу с чашей, может составлять до
10% диаметра мелющих валков. В крупных мельницах при от¬
носительно мягком материале наибольший поперечник зерен в
питании мельницы допускается до 300 мм. Поэтому здесь в от¬
личие от шаровых мельниц отпадает необходимость в предвари¬
тельном дроблении.
Износ мелющих деталей мельницы MPS также зависит от
свойств размалываемого материала. Для мягких цементных
Рис. 13.11. Удельные энергозатраты
К при помоле сырья различной твер¬
дости в мельнице MPS в зависимо¬
сти от дисперсности (по остатку R
па сите 0,090 мм)
1 — «мягкое сырье» (мергель); 2 — сырье
средней твердости; 3 — «твердое» сырье
(сплошные линии — энергозатраты в мель¬
нице; штриховые линии — то же, в уста¬
новке в целом)
О 5 Ъ 7 8 910 15 20 30
сырьевых смесей износ составляет 0,1 г/т, но в особых случаях
может возрастать до 15 г/т. Изнашивающиеся детали чаши и
валков состоят из сегментов, которые могут быть легко заме¬
нены.
На рис. 13.11 приведены графики энергозатрат при помоле в
мельницах MPS сырьевых смесей трех типов до тонкости помо¬
ла от 4 до 40% остатка на сите № 009. Энергозатраты приведе¬
ны непосредственно для мельницы и в целом для помольной ус¬
тановки со всем вспомогательным оборудованием.
13.5. Роликовые мельницы фирмы «Полизиус»
Конструкция и принцип действия роликовых мельниц фир¬
мы «Полизиус», предназначенных для помола, совмещенного
с сушкой, показаны на рис. 13.12 и 13.13.
Материал подается через загрузочное отверстие на мелю¬
щую чашу. Два двойных ролика, т. е. четыре элемента, приво¬
дятся в движение вращающейся мелющей чашей. Роликовая
пара может свободно перемещаться и принимает положение,
соответствующее частоте вращения помольного поддона, а так¬
же высоте размалываемого слоя. Благодаря этому достигается
постоянный контакт роликов с размалываемым материалом.
Давление на ролики передается с помощью пневмогидравличес-
кого устройства. Измельчаемый материал перемещается к краю
помольной чаши, где под действием потока газов, выходящих из
218
кольца с дюзами, поднимается вверх к сепаратору. Крупные
частицы материала, отделенные в воздушном сепараторе, пада¬
ют в центр помольной чаши, а мелкие направляются в элект¬
рофильтр. Если поток газа недостаточен, то он не захватывает
крупных частиц, которые падают вниз через кольцо с дюзами и
снова подаются ковшовым элеватором к загрузочному отверстию
мельницы. Такая конструкция роликовой мельницы обладает
преимуществом, связанным с возможностью эксплуатации так¬
же при небольшом расходе газа.
Роликовая мельница «Полизиус» производительностью
233 т/ч по сухой сырьевой смеси имеет следующую техническую
характеристику:
Диаметр помольной чаши, мм 4100
Частота вращения чаши, об/мии 26,7
Диаметр мелющих роликов, мм 2150
Давление роликов на помольную чашу, тс 300
Мощность двигателя, кВт 1250
Влажность загружаемого материала, % 5,3
Остаточная влажность сырья, % 0,6
Крупность частиц загружаемого материала, мм до 40
Тонкость помола по остатку на сите 0,09 мм, °/о 13,4
То же, 0,2 мм, % 1,0
Удельные энергозатраты в целом, кВт-ч/т 11,15
Удельные энергозатраты иа помол, кВт-ч/т 4,95
Расход воздуха, м3/ч 360000
Содержание пыли в циркуляционном воздухе, г/м3 635
Статический напор вентилятора, мм —940
Температура отходящих газов, °С 90
Высота над уровнем моря, м 350
Разрежение перед мельницей, мм 120
Разность напора между мельницей и сепаратором, мм 700
Подсос наружного воздуха, % общего количества 10
219
Для сушки названного ко¬
личества сырьевой смеси ис¬
пользуются отходящие газы
печи с теплообменником. Из
приведенных выше характерис¬
тик видно, что значительная
часть расхода энергии прихо¬
дится на вентилятор. По срав¬
нению с трубной мельницей,
работающей на этом же це¬
ментном заводе, установка,
включающая роликовую мель¬
ницу, дает экономию энергии
около 13% [184а.1].
На рис. 13.14 показан об¬
щий вид роликовой мельницы
«Полизиус». В такой мельни¬
це только отходящими газами
теплообменника может быть
высушена сырьевая смесь
влажностью не более 8%. Если
подводится дополнительный
теплый воздух от воздухона¬
гревателя, то в процессе помо¬
ла можно высушивать сырье¬
вую смесь, имеющую начальную влажность до 18% [148а.2].
13.6. Запорные устройства газопроводов
Обычно валковые мельницы работают в качестве помольно¬
сушильных установок. Для экономии тепловой энергии эти
мельницы снабжаются теплом отходящих газов вращающихся
печей и теплообменников. Для этого необходимы газопроводы
соответствующих размеров, в которых установлены задвижки
для перекрытия потока газа. Наибольшее распространение в
цементной промышленности получили задвижки фирмы «Цур
Штиге унд Яних» (Нойбекум, ФРГ), так называемые серповид¬
ные задвижки (рис. 13.15). Они выпускаются для трубопроводов
диаметром 500—4500 мм. Эти задвижки устанавливаются в тру¬
бопроводах при использовании отходящих печных газов, перед
мельницами и после них, в патрубках электрофильтров, в возду¬
хопроводах, причем содержание пыли в циркуляционном возду¬
хе может составлять до 1000 г/м3. Кроме того, такие задвижки
могут быть установлены в горячих воздухопроводах, соединяю¬
щих клинкерный холодильник с предварительными кальцинато-
рами сырьевой смеси (так называемые воздухопроводы третич¬
ной системы). Серповидные задвижки в специальном исполне¬
нии могут применяться при температуре до 700° С и давлении
газа до 500 мм. Электрическое дистанционное управление позво¬
220
Рис. 13.15. Серповидная задвижка диа¬
метром 3000 мм с газонепроницаемым
корпусом и гидравлическим приводом
Рис. 13.16. Торцовая дисковая за¬
движка с ручным управлением
для контроля подачи запыленных
газов по трубопроводам прямо¬
угольного сечения
ляет приводить задвижки в действие с помощью пневматической
или гидравлической системы.
На рис. 13.16 показана так называемая торцовая дисковая
задвижка той же фирмы; номинальные размеры ее 3600Х
Х3000 мм. Она предназначена для перекрытия трубопроводов от¬
ходящих запыленных газов вращающихся печей при температуре
до 400° С. Перепад давлений может достигать 1400 мм вод. ст.
В этой задвижке имеется приспособление для центральной смаз¬
ки. Существуют конструкции, пригодные для квадратных или
прямоугольных трубопроводов сечением до 20 м2. При соответ¬
ствующем выборе материалов такие задвижки могут применя¬
ться при температуре газов до 800° С. Торцовые дисковые за¬
движки можно устанавливать во всех газопроводах цементного
завода. Они служат в основном для отключения газопроводов
при ремонте оборудования [148а.З]. Торцовая дисковая задвиж¬
ка, приводимая в действие вручную, применяется там, где неце¬
лесообразно использовать дорогостоящие задвижки с дистанци¬
онным управлением.
221
14. Способы помола, находящиеся в стадии разработки
14.1. Планетарная шаровая мельница
Независимо от других факторов производительность шаро¬
вой мельницы прямо пропорциональна удельному весу мелющих
тел. Мелющие тела, которые тяжелее стали (удельный вес сталь¬
ных шаров 7,8 тс/м3), соответственно повышают производитель¬
ность шаровой мельницы. Мелющие тела из карбида вольфрама
(удельный вес 14 тс/м3) позволяют повысить производитель¬
ность мельницы, однако применение таких шаров неэкономично
[148Ь]. Поэтому появилась идея замены мелющих шаров боль¬
шого удельного веса центробежными силами. ,
Центробежная сила определяется по формуле
F = та2 г,
где т — масса вращающегося мелющего тела; ш — угловая скорость в радиа¬
нах; г — радиус вращения.
Если в эту формулу подставить т =
=0,5 кг (стальной шар диаметром около
50 мм), со=3 об/с=6я, r= 1 м, то полу¬
чим F=0,5 (6я)2-1 = 177,5 кгс/(м-с2),
что соответствует усилию 177,5/9,81 =
= 18 кгс.
На этом основан принцип центробеж¬
ных, или планетарных, шаровых мель¬
ниц. Планетарная шаровая мельница со¬
стоит из двух или нескольких параллель¬
ных мелющих цилиндров, вращающихся
по окружности вокруг общей оси. На рис.
14.1 показана схема поперечного сечения
планетарной шаровой мельницы с двумя
мелющими цилиндрами [148с].
Радиус вращения системы R больше
радиуса мелющего цилиндра г. На мелю¬
щие тела, находящиеся в цилиндрах, воз¬
действуют центробежные силы. Возни¬
кающие силы инерции мелющих тел зна¬
чительно больше гравитационных сил,
которые в этих условиях не имеют существенного значения.
На содержимое мельницы оказывают влияние две силы:
центробежная, возникающая при вращении вокруг главной
оси;
центробежная, возникающая при вращении мелющих цилин¬
дров вокруг собственных осей.
Их сочетание позволяет уменьшить рабочий объем мельницы
и мелющую загрузку.
Рис. 14.1. Схема плане-)
тарной шаровой мельни¬
цы с двумя мелющими
цилиндрами:
1—мелющий цилиндр; 2 —
планетарное зубчатое коле¬
со; 3 — сателлитная шестер¬
ня; 4 — главная ось враще¬
ния; 5 — центральное зубча¬
тое колесо
222
Кроме того, можно отметить, что производительность мель¬
ницы пропорциональна кубу частоты вращения вокруг главной
оси, а траектория движения мелющих тел в цилиндрах зависит
от соотношения между R и г.
На рис. 14.2 показана принципиальная схема планетарной
шаровой мельницы с четырьмя мелющими цилиндрами, пред¬
назначенной для мокрого помола оксида железа [148d]. Длина
мелющего цилиндра равна 1000 мм, его внутренний диаметр
Рис. 14.2. Принципиальная схема планетарной шаровой мельницы для мок¬
рого помола
150 мм. Редуктор расположен между двигателем и главным ва¬
лом. Планетарная система и мелющие цилиндры вращаются в
противоположных направлениях. Питание и разгрузка мельни¬
цы производятся через полые валы. Частота вращения плане¬
тарной системы 366 об/мин. Частота вращения мелющих ци¬
линдров по отношению к планетарной системе равна 725 об/мин.
Мощность привода для одного мелющего цилиндра равна
22 кВт, а для всей мельницы — 88 кВт. При обычном уровне
производительности такой планетарной мельницы энергозатра¬
ты на помол оксидов железа составляют только около 3% за¬
трат в шаровой мельнице [148е].
Планетарная шаровая мельница с тремя мелющими цилин¬
драми производительностью около 5,5 т/ч для помола кусково¬
го золотоносного кварцита крупностью 7 мм до крупности
0,074 мм (70% частиц) имеет массу около 1 т [1481]. Шаровая
мельница обычной конструкции с такой же производительностью
весила бы около 25 т.
Жуазель [148g] (институт CERILH, Париж [ 148h]) предло¬
жил формулу, позволяющую определять размеры планетарных
223
шаровых мельниц для промышленных целей при заданной про¬
изводительности Р:
где р — число планетарных цилиндров; L — рабочая длина мелющего цилинд¬
ра, см; г — внутренний диаметр мелющего цилиндра, см; R — расстояние меж¬
ду осью мелющего цилиндра и главной осью, см; N — частота вращения ме¬
лющего цилиндра вокруг главной осн.
Рис. 14.3. Принципиальная схема планетарной шаровой мельницы для сухого
помола
Из этой формулы видно, что повышение производительности
мельницы требует увеличения диаметра мелющего цилиндра и
частоты вращения вокруг главной оси. В качестве исходных
данных использовались результаты лабораторных помолов.
В опытной планетарной мельнице при порционном помоле це¬
мента с частотой вращения 160 об/мин в течение 5 мин достиг¬
нута удельная поверхность, по Блейну, 3000 см2/г при засыпке
в каждый цилиндр по 2,8 кг размалываемого материала (два
мелющих цилиндра длиной по 20 см). При непрерывной эксплу¬
атации опытной мельницы можно достичь производительности,
равной 2,8-2 (60; 5) =67,2 кг/ч.
Мельница с шестью мелющими цилиндрами длиной 60 см
будет иметь производительность 67,2-3-3 = 604,8 кг/ч. При уд-
224
| военной частоте вращения (jV==320 об/мин) производительность
будет равна 604,8-23 = 4838,4 кг/ч, а при увеличении частоты
вращения в 4 раза (640 об/мин) производительность станет рав¬
ной 604,8-43=38,7 т/ч. Строительный объем, необходимый для
размещения такой мельницы, составляет 1,5 м3 [65].
Преимущества планетарной шаровой мельницы: низкая сто-
!' имость изготовления и эксплуатации, малая масса, регулировка
{ тонкости помола путем изменения частоты вращения, возмож¬
ность снижения размеров мелющих шаров в 4 раза по сравне¬
нию с обычными шаровыми мельницами.
Однако она имеет и некоторые недостатки. Малая масса ме¬
лющих тел и футеровки мельниц по сравнению с массой прохо¬
дящего через мельницу материала требует частой замены сталь¬
ных деталей. При помоле цемента имеется большая вероятность
> превышения критической температуры, однако опасность воз-
' никновения такой ситуации может быть снижена при интенсив¬
ной вентиляции мелющих цилиндров. Пока не найдено удовлет¬
ворительное конструктивное решение, обеспечивающее надежное
J питание и разгрузку мельницы. Поскольку идея планетар-
! ных шаровых мельниц уже не нова, в настоящее время во мно¬
гих странах ведется работа по совершенствованию таких мель¬
ниц и доведению их до промышленной эксплуатации [99].
Управление южноафриканских рудников применяет плане¬
тарную шаровую мельницу с двигателем мощностью 1000 кВт
для размола золотоносной руды [114].
14.2. Дробление с помощью электрических разрядов
При известных условиях электрический разряд может соз¬
дать чрезвычайно высокое давление газа. Это давление возни¬
кает при термическом расширении сжатого газа, нагретого до
высокой температуры электрическим разрядом. Еще большее
давление может быть получено, когда такая температура вызы¬
вает превращение в газ жидкости, находящейся в замкнутом
объеме. Достаточно простой электрической цепи, чтобы вызвать
разряд между находящимися в воде электродами, на которые
подано напряжение от 10 до 100 кВ [ 1481].
Мощное выделение энергии — «электрогидравлический
удар» — сопровождается звуковыми и ударными волнами боль¬
шой механической силы. Можно ожидать, что это электрогид-
равлическое явление, названное подводной молнией, поможет
решить важные технические задачи.
С помощью «электрогидравлического удара» электрический
сигнал может быть преобразован в механический импульс со
временем запаздывания (1 —10) 10-6 с. Этот импульс вызывает
волну высокого давления, перемещающуюся со скоростью
15 000 м/с; такую же волну порождает взрыв мощностью
400 000 кВт. Таким образом, мощность при электрогидравличес-
ком ударе в 18 раз превышает мощность, выделяемую нитрогли-
15—394
225
церином. Этот способ был в многочисленных экспериментах ис¬
пытан при дроблении горных пород и других твердых тел.
Исследования, проведенные Управлением вооружений армии
США, показали, что при подводном разряде создается давление
до 5000 ат. Для увеличения давления подводной волны необхо¬
димо повысить поперечное сечение разрядного канала, а также
установить больше электродов [148к].
На основе этих испытаний и теоретических расчетов был
сделан вывод, что для дробления 1 т известняка крупностью
45 мм до частиц размером 1 мкм требуется только 8—10 кВтХ
Хч/т.
Эти данные позволяют определить эффективность нового
способа дробления по сравнению с помолом в трубной мельни¬
це. Для такого сравнения примем, что цементная сырьевая смесь
состоит из известняка (80%) и мергеля (20%) с одинаковой
размалываемостью.
Удельная поверхность частиц размером 1 мкм равна
30 000 см2/г (см. рис. 10.2). Удельная поверхность цементной
сырьевой смеси с 14% остатка на сите 0,09 мм составляет
2400 см2/г (см. рис. 10.3). Для получения 1 т сырьевой смеси
требуются энергозатраты 23 кВт-ч. Если принять для расчета
энергозатраты при электрогидравлическом измельчении
10 кВт-ч/т, то получим:
1000000 г-3 м2
= 300000 м2/кВт- ч (при электрогидравлическом измельчении);
1 м2-10 кВт-ч
1000000 г-2400 см2
= 10435 м2/кВт-ч (при помоле в трубиой мельнице).
10000 см2-23 кВт-ч F J '
Таким образом, эффективность измельчения электрогидрав-
лическим способом в 300 000/10435^29 раз выше, чем в труб¬
ной мельнице.
Достаточно 23/29 = 0,8 кВт-ч, чтобы электрогидравлическим
способом произвести помол 1 т сырьевой муки до удельной по¬
верхности 2400 см2/г по Блейну. Это, конечно, существенное пре¬
имущество, но для использования электрогидравлического спо¬
соба требуется его разработка в промышленном масштабе1.
15. Воздушные сепараторы * .
В цементной промышленности наибольшее распространение
получили механические центробежные воздушные сепараторы
рассеивающего типа. В этих сепараторах материал рассеивается
1 В СССР считают перспективным также струйный способ измельчения
(см. ссылку [1] в списке дополнительной литературы). Имеется уже доста¬
точно данных об эффективности струйных мельниц при помоле сырьевых
компонентов (кроме мела), сырьевой смеси и цемента. (Прим. ред.)
226
в зоне сепарации с помощью распределительного диска. Пи¬
тание сепаратора материалом осуществляется различными спо¬
собами. Большинство механических воздушных сепараторов соз¬
дает поток воздуха внутри корпуса, поэтому их и называют воз¬
душными. В механические воздушные сепараторы можно также
подавать воздух извне.
Принцип работы сепаратора. Действие воздушного потока
на частицу материала пропорционально ее поверхности, т. е.
квадрату ее среднего размера. Воздействие силы тяжести на
Рис. 15.1. Схема механического
воздушного сепаратора рассеи¬
вающего типа
1 — загрузочный патрубок; 2—ротор
сепаратора; 3 — контрольные задвиж¬
ки; 4 — зона подъема мелкой фракции;
5 — зона сепарации; 6 — крыльчатка;
7 — распределительный диск; 8 — зона
расположения мелкозернистого мате¬
риала; 9 — венец направляющих лопа¬
ток; 10 — место нахождения крупнозер¬
нистого материала; И— выпуск мелко¬
зернистого материала; 12 — выпуск
крупнозернистого материала
частицу материала пропорционально ее объему, т. е, кубу сред¬
него размера частицы. Поэтому с увеличением размера свобод¬
ных частиц влияние силы тяжести возрастает быстрее, чем вли¬
яние восходящего воздушного потока постоянной скорости.
И наоборот, частица материала тем легче захватывается дан¬
ным воздушным потоком, преодолевающим силу тяжести, чем
меньше ее размеры [149].
На рис. 15.1 показан обычный механический центробежный
воздушный сепаратор рассеивающего типа. Материал подается
в загрузочную трубу, через которую проходит вал привода, и
падает на распределительный диск. Ротор сепаратора создает
стационарный циркулирующий поток воздуха, в который попа¬
дают частицы материала, рассеянные распределительным дис¬
ком.
На материал, покинувший распределительный диск, воздей¬
ствуют три силы (рис. 15.2,а): центробежная сила Fc, подъем¬
ная сила воздушного потока Fd и сила тяжести Fg.
Основными факторами, влияющими на отделение мелких зе¬
рен от крупных, являются скорость и расход воздуха, а также
частота вращения ротора.
15*
227
Распределительный диск должен передать частицам центро¬
бежный импульс, достаточный, чтобы отбросить их в зону се¬
парации быстрее, чем новая порция загружаемого материала
достигнет середины диска. Радиальные распределительные реб¬
ра, наваренные на диск, препятствуют соскальзыванию матери¬
ала. Более тяжелые и крупные частицы отбрасываются дальше
и, когда теряют центробежный импульс, оседают под действием
силы тяжести. Если они ударяются о стенку сепаратора, то си¬
лы, порождаемые пристенным эффектом, направляют их вниз в
конус крупки [150].
На рис. 15.2,6 показан циклонный пристенный эффект, а так¬
же захват мелких частиц крупными ь, в связи с этим не возника¬
ет четкое разделение на фракции.
Мелкие частицы до определенного размера подхватываются
восходящим воздушным потоком и через зазоры между лопастя¬
ми крыльчатки и ротора попадают во внешний конус сепарато¬
ра— конус мелочи. Под зоной сепарации находятся щели для
возврата воздуха с направляющими лопастями. Через них ро¬
тор просасывает воздух из конуса мелочи в зону сепарации. Вы¬
деление мелкой фракции во внешнем конусе из нисходящего
воздушного потока возникает благодаря уменьшению его ско¬
рости и изменению направления. Поскольку наиболее мелкие
частицы, скорость осаждения которых невелика, всегда взвеше¬
ны в воздушном потоке, нет возможности предотвратить цирку¬
ляцию части мелкой фракции, попадающей и в крупку.
Ротор, крыльчатка и распределительный диск смонтированы
на общем валу. Крыльчатка препятствует движению потока воз¬
духа, всасываемого ротором. Это противодействие можно регу¬
лировать, изменяя число лопастей крыльчатки. Увеличение чис¬
ла лопастей приводит к ослаблению восходящего воздушного
потока. Изменение числа лопастей крыльчатки2 необходимо при
переходе на цемент другой марки, для этого помольную уста¬
новку останавливают.
1 В отечественной литературе такой захват часто называют ортокине-
тической коагуляцией: выпадающие крупные частицы «сбивают» витающие
мелкие частицы н увлекают их с собой. (Прим. ред.)
2 Называются также контрлопастями. (Прим. ред.}
а) у
Рис. 15.2. Сепарируемые частицы
и пристенный эффект в воздуш¬
ном сепараторе (Fc — центробеж¬
ная сила; Fct — подъемная сила
— 1 воздушного потока; Fg — сила тя¬
жести)
1 — «прилипание» крупных частиц к
стенке (пристенный эффект циклон-
228
Другую возможность настройки воздушного сепаратора да¬
ют горизонтальные контрольные задвижки, с помощью которых
можно изменять поперечное сечение восходящего воздушного
потока. Регулируя задвижки, можно ослаблять поток воздуха,
благодаря чему граница сепарации сдвигается в сторону мел¬
ких фракций. Такую регулировку можно производить во время
эксплуатации установки [151].
Лопасти ротора также можно регулировать, уменьшая или
увеличивая его диаметр. При максимальном удалении лопастей
от оси и широко открытых задвижках производительность сепа¬
ратора возрастает, но при этом загрубляется продукт сепарации.
По рекомендациям поставщиков, материал, подаваемый в се¬
паратор, должен содержать около 70% мелкой фракции, а цир¬
кулирующая загрузка должна составлять около 200% [152].
Готовый продукт сепаратора оценивают по содержанию круп¬
ных частиц в мелкой фракции.
Производительность сепаратора определяется содержанием
мелкой фракции, попадающей в крупку или присутствующей
в ней.
Производительность сепаратора снижается с повышением
степени дисперсности готового продукта. Эффективность рабо¬
ты сепаратора зависит от типа мельницы, к которой он подклю¬
чен. Четкость разделения на фракции в воздушном сепараторе
тем выше, чем больше отношение длины мельницы к ее диамет¬
ру, т. е. чем меньше циркулирующая нагрузка [153, 154].
15.1. Соотношение размеров обычных воздушных сепараторов
На рис. 15.1 слева показаны зоны сепарации и подъема мел¬
кой фракции. Высота обеих зон имеет решающее значение для
классифицирующего действия воздушного сепаратора. Восходя¬
щий воздушный поток должен
иметь возожность более длительно¬
го взаимодействия с витающим ма¬
териалом, рассеянным распредели¬
тельным диском, или, иными слова¬
ми, удлинение времени пребывания
сепарируемого материала в воздуш¬
ном потоке улучшает его разделе¬
ние. Для этого зона сепарации дол¬
жна иметь максимальную высоту.
В зоне подъема отделившаяся мел¬
кая фракция устремляется вверх и
через край внутреннего конуса па¬
дает в конус мелочи — все это
должно происходить по возможно¬
сти быстро. Для эффективной клас¬
сификации отношение высоты зоны
сепарации к высоте зоны подъема
Рис. 15.3. Соотношение разме¬
ров обычного воздушного се¬
паратора
229
должно составлять минимум 1:1. Лучший эффект достигается
при больших его значениях. Так, соотношение высот обеих зон
воздушного сепаратора, показанного на рис. 15.1, составляет
1 : 0,5. Сепараторы, у которых это отношение составляет 0,5—0,8,
не дают хорошего разделения.
Танака [155] рекомендует следующие соотношения разме¬
ров в конструкции обычного воздушного сепаратора (рис. 15.3):
6 = 0,Id, di — Q,7d, d\ = Q,7d, d2=0,5d, d3=0,33d. Танака не ука¬
зывает соотношения между высотами зон сепарации и подъема
мелкой фракции, однако по рис. 15.3 видно, что оно равно
1:0,55, т. е. достаточно для хорошей классификации.
15.2. Размеры воздушных сепараторов
Обычные механические воздушные сепараторы выпускаются
диаметром до 10 м и производительностью до 250 т/ч по мелкой
фракции [156]. Размеры сепаратора зависят от диаметра внеш¬
ней цилиндрической части корпуса.
Таблица 15.2.1. Техническая характеристика воздушных
сепараторов (США)
Диаметр воздушного сепаратора, м
Показатель
3,04
3,65
4,25
4,86
5,47
6,08
6,69
7,30
Производитель¬
ность, т/ч, при
сепарации це¬
ментной сырь¬
евой смеси до
тонкости, соот¬
ветствующей
15% остатка
на сите
0,074 мм
10—15
15—20
20—35
35—90
90—
130—
230—
310—
130
230
310
410
Производитель¬
ность при се¬
парации порт¬
ландцемента,
т/ч, при удель¬
ной поверхно¬
сти, по Блейну,
см2/г:
3000
9
14
20
38
69
118
160
213
3600
6
10
15
32
54
80
127
181
4400
3
7
12
19
33
49
76
114
5000
2
4
7
16
27
41
64
90
Мощность при¬
вода, л. с.
30
40
60—75
100—
200—
350—
450—
600—
150
350
450
. 600
800
Частота враще¬
ния, об/мин
275
215
210
190
180
160
150
140
230
Таблица 15.2.2. Техническая характеристика сепараторов
фирмы «Пфайфер» (ФРГ)
Диаметр сепаратора, м
Показатель
2,5
2,8
3,2
3,5
3,8
4,2
4,5
4,8
5,5
Потребляемая
мощность, л. с.
25
30
40
50
60
80
100
125
160
Частота вращения,
об/мин
320
285
245
230
220
205
190
170
150
Производитель¬
ность, т/ч, при се¬
парации тонкозер¬
нистого материала
(92% <90 мкм)
15
18
30
39
45
62
70
80
100
В табл. 15.2.1 приведены размеры воздушных сепараторов,
и их производительность для цементной сырьевой смеси и порт*
ландцемента; это обычные одноосные воздушные сепараторы,,
выпускаемые в США.
В табл. 15.2.2 приведены размеры и производительность од¬
ноосных сепараторов фирмы «Пфайфер» (Кайзерслаутерн
ФРГ).
15.3 Удельные энергозатраты на воздушную сепарацию
Удельный расход энергии в воздушных сепараторах зависит
от свойств исходного материала, циркулирующей загрузки и:
требуемой дисперсности готового продукта. Он может состав
лять от 2 до 6 кВт-ч/т готового материала; сюда относятся и се¬
параторы, в которые воздух подается извне [157].
15.4. Воздушные сепараторы с контролируемой частотой
вращения крыльчатки
Существенное отличие рассеивающих воздушных сепарато¬
ров этого типа состоит в особом регулировании для контроля»
границы сепарации. В этих сепараторах крыльчатка имеет неза¬
висимый привод со ступенчатым регулированием частоты вра¬
щения. Распределительный диск или кольцо укреплены на валу
крыльчатки; частота вращения крыльчатки достигает 50—60%
частоты вращения ротора. Частота вращения ротора постоянна.
Интервал изменения частоты вращения крыльчатки составляет
1 : 3, в крупных агрегатах он сокращается до 1 : 1,75. Крыльчат¬
ка вращается в том же направлении, что и ротор. Чтобы не
ухудшилось рассеивание материала распределительным диском,,
частота вращения крыльчатки должна быть не ниже 80 об/мин.
Для обеспечения постоянной частоты вращения распределитель¬
ного диска разработаны воздушные сепараторы с независимым
приводом диска [158].
23 i
Вал ротора выполняется пустотелым, внутри него проходит
приводной вал крыльчатки. При двойном приводном вале ус¬
ложняется питание материалом сверху, поэтому разработан спо¬
соб подачи сепарируемого материала к распределительному дис¬
ку сбоку. Крылья или лопасти крыльчатки могут перемещать¬
ся в радиальном направлении и препятствовать всасыванию
воздуха ротором. Изменением частоты вращения крыльчатки
можно регулировать всасывание и устанавливать требуемую
дисперсность продукта. Увеличение частоты вращения крыль¬
чатки (тем самым снижается количество циркулирующего воз¬
духа) сокращает количество мелкой фракции, отделяемой от рас¬
сеиваемого материала. При этом размеры частиц в ней умень¬
шаются. При уменьшении частоты вращения крыльчатки (тем
самым увеличивается количество циркулирующего воздуха) от¬
деляется больше мелкой фракции, но размеры частиц в ней воз¬
растают, что приводит к снижению циркулирующей нагрузки.
Изменение степени дисперсности готового продукта путем ре¬
гулирования частоты вращения крыльчатки может осуществ¬
ляться во время эксплуатации без остановки мельницы и воз¬
душного сепаратора. Применение воздушных сепараторов этого
типа позволяет получать удельную поверхность от 2000 до
7000 см2/г, по Блейну, в зависимости от питания мельницы.
Окружная скорость ротора составляет 40 м/с, а крыльчат¬
ки—от 18 до 30 м/с. Эти данные полезны для проверки и кор¬
ректировки частоты вращения сепараторов различных размеров.
15.5. Размеры и производительность сепараторов
с контролируемой частотой вращения
В табл. 15.5.1 приведена диаграмма производительности воз¬
душных сепараторов различных размеров с переменной часто¬
той вращения крыльчатки в зависимости от удельной поверхно¬
сти продукта (сепараторы типа «Хейд»), Эта диаграмма разра¬
ботана фирмой «Христиан Пфайфер» (Бекум, ФРГ) [159].
Приведенные на диаграмме значения удельной поверхности
О' на единицу массы определены по кривой гранулометрическо¬
го состава продукта в системе координат с линейными шкалами
по обеим осям на основе следующей формулы:
Ощ — Glsd,
где От — геометрическая поверхность, см2/г; s — плотность твердого материа¬
ла, г/см3; d — средний эквивалентный диаметр частиц, см, полученный как
средневзвешенная величина начиная с частиц крупности 0—0,0004 см.
Удельная поверхность на диаграмме 0’т относится к твер¬
дым материалам с плотностью s = l г/см3. Для пересчета От в
О ' используется зависимость
232
Таблица 15.5.1. Диаграмма производительности воздушных
сепараторов с переменной частотой вращения (типа «Хейд»)
по выходу мелкой фракции F, т/ч, в зависимости
от удельной поверхности О', см2/г, и диаметра
корпуса сепаратора D, мм
Пример выбора сепаратора по диаграмме производительно¬
сти. Требуется подобрать сепаратор, производительность кото¬
рого составляет 90 т/ч цемента с удельной поверхностью, по*
Блейну, 3200 см2/г. В интервале удельной поверхности, по Блей¬
ну, 2000—6000 см2/с существует следующая приближенная за¬
висимость:
о;= 0,625ОБлейн +250.
При ОвЛейн~3200 От=2250 см2/г. При плотности цемента
s = 3,15 г/см3
От = 2250-2,1488 = 4835 см2/г.
Такое значение для ^=90 т/ч по диаграмме производитель¬
ности соответствует воздушным сепараторам диаметром от
7000 до 7600 мм.
Практические наблюдения показали, что цементам с поверх¬
ностью От, полученной по диаграмме производительности, со¬
ответствует следующая удельная поверхность, по Блейну, см2/г:
233>:
По диаграмме производительности
По Блейну
2600—2800
3000—3200
3400—3600
3800—4000
4500—4800
5200—5500
6000—6400
Встречаются сырьевые смеси весьма различного грануломет¬
рического состава. В таких случаях приходится исходить из по¬
верхности 0'т на диаграмме производительности.
В США воздушные сепараторы типа «Хейд» выпускаются
фирмой «Фуллер», Катасокуа.
Фирма «Христиан Пфайфер» выпускает сепараторы с двой¬
ным приводом, т. е. раздельным для ротора и для крыльчатки,
с переменной частотой вращения, предназначенные в основном
для сепарации цемента. Размеры таких сепараторов приведены
в табл. 15.5.2.
Таблица 15.5.2. Размеры сепараторов типа «Хейд» и мощность приводов
ротора и крыльчатки
Диаметр сепаратора, мм
Привод ротора, кВт
Привод крыльчатки, кВт
2100
11—15
6-8
2500
15-18,5
8-11
2800
18,5—22
10—16,5
3200
22—30
12—22
Диаметр сепаратора, мм
3500
3800
4200
4500
Привод ротора, кВт
30—37
37—45
45—55
55—75
Привод крыльчатки, кВт
17,5—24
24—30
30—35
35—48
Продолжение
Диаметр сепаратора, мм
Привод ротора, кВт
Привод крыльчатки, кВт
4800
75—90
35-48
5000
75—90
48—60
5500
90—110
60—72
6000
110—132
72-87
6500
132—160
87—120
Диаметр сепаратора, мм
Привод ротора, кВт
Привод крыльчатки, кВт
7000
160—200
120—143
7600
200—250
143—175
8400
250—315
175—210
9200
315—400
210—250
10000
400—500
250—300
15.6. Количество циркулирующего материала
и тонкость помола цемента
В табл. 15.6.1 приведено количество циркулирующего мате¬
риала, необходимое для сепарации цемента до заданной удель¬
ной поверхности в сепараторах с переменной частотой вращения
крыльчатки.
4000
4600
5100
5600
6600
7600
8600
234
Таблица 15.6.1. Зависимость удельной поверхности, по Блейну,
от циркуляции материала1
Удельная поверхность, см2/г
Циркуляция, %
2500
160—180
2900
250—300
3400
350—400
4500
450—500
5500
500—1000
1 В СССР приняты также термины «кратность циркуляции», или «цирку¬
ляционная нагрузка» {Прим. ред.)
15.6.1. Турбосепараторы типа TSU (фирма «Полизиус»).
В этих сепараторах вал крыльчатки также имеет отдельный при¬
вод. Полый и сплошный валы заключены в общий закрытый ре-
Рис. 15.4. Воздушный турбосепаратор Типа TSU с двух¬
точечным опиранием главного вала
235*
дуктор цилиндрического типа, связанный с двумя двигателями.
Вращающиеся части не перемещаются свободно, а закреплены
на упругих двухточечных опорах сверху на корпусе редуктора и
снизу у конца вала (рис. 15.4).
Чтобы улучшить процесс сепарации, повышая равномерность
подачи рассеиваемого материала от распределительного диска
Рис. 15.5. Воздушный турбосепаратор с охлаждением го¬
тового материала
1 — подача охлаждающего воздуха; 2 — охлаждающий воздух;
3 — циркуляционный воздух; 4 — конус сбора мелкой фракции; 5 —
отходящий нагретый воздух
к кольцевидной сепарационной камере, разработано специаль¬
ное загрузочное устройство, которое дает почти идеально равно¬
мерное распределение материала по окружности. На рис. 15.5
показан турбосепаратор, снабженный устройством для охлажде¬
ния готового продукта, а на рис. 15.6 — приспособленный для
сушки в процессе сепарации [159а].
15.6.2. Воздушный сепаратор с циклонами (фирма «Гум¬
больдт-Ведаг», ФРГ). Сепараторы этого типа позволяют до¬
236
стичь производительности до 500 т/ч при одном агрегате. Здесь
процесс сепарации, осуществляемый с помощью распределитель¬
ного диска и крыльчатки с регулируемой частотой вращения,
производится преимущественно поперек потока воздуха.
Важнейшее отличие от обычных воздушных сепараторов за¬
ключается в том, что в данном сепараторе циркулирующий воз-
Рис. 15.6. Воздушный турбосепаратор с сушкой сепарируе¬
мого материала
/ — впуск горячего воздуха; 2 — направляющие лопасти для го¬
рячего воздуха; 3 — то же, для циркуляционного воздуха; 4 — го¬
рячий воздух; 5—циркуляционный воздух; 6 — распределительная
камера для горячего воздуха; 7 — выпускной патрубок; 8 — ох¬
лаждающая рубашка с термоконтролем нижнего подшипника
душный поток создается вентилятором, расположенным вне се-
паратора; мелкая фракция осаждается из него в нескольких цик¬
лонах.
По данным поставщика, разделение процессов классифика¬
ции и осаждения частиц создает следующие преимущества:
может быть значительно повышена удельная загрузка сепа-
рационной зоны, что позволяет при одном агрегате достичь про¬
изводительности до 500 т/ч мелкозернистого материала;
237
колебания питания сепаратора (циркулирующей нагрузки)
не оказывают влияния на уровень дисперсности продукта, что
позволяет повысить его однородность;
благодаря снижению циркулирующей нагрузки относительно
запаса мощности рассеивающей системы сепаратор работает
почти без вибраций;
/ — редуктор; 2 — электродвигатель; 3 — воздухосборный коллектор; 4 —питающий па¬
трубок; 5 — опорный кожух вала с подшипниками; 6—аспирационвый нороб; 7 — ннж-
ияя труба для подачи питания; 8—крыльчатка (вспомогательный вентилятор); 9— распре¬
делительный диск; 10 — сепарационная камера (верхняя часть корпуса); 11 — циклоны;
12— средняя часть корпуса; 13 — мигалка для выпуска мелкой фракции; 14— системы
направляющих лопастей для возврата воздуха; 15 — патрубок для выпуска мелкой
фракции; 16 — пневматический желоб для подачи мелкозернистого материала; 17 — ка¬
мера крупнозернистого материала (нижняя часть корпуса); 18 — мкгалки для выпуска
крупки; 19 — воздухопровод; 20 — трубопровод к электрофильтру; 21 — дроссельный кла¬
пан, или регулятор разрежения; 22 — вентилятор; 23 — компенсатор (расширяющийся
трубопровод); 24 — регулируемый привод; 25 —станина. Сплошные жирные лииии — по¬
токи сепарационного воздуха; черные кубики — крупнозернистый материал; точки —
мелкозернистый материал
питание материалом осуществляется вдоль центральной оси;
при этом не возникает никаких препятствий работе сепаратора,
как это наблюдается при боковой подаче материала;
благодаря отсутствию полого вала значительно упрощается
крепление распределительного диска и крыльчатки;
отделение мелкой фракции в высокоэффективных циклонах
238
ведет к улучшению качества сепарации, так как циркулирую¬
щий воздух содержит меньше мельчайших частиц;
вентилятор, расположенный снаружи, работает с большим
к. п. д., чем встроенный в сепаратор;
благодаря меньшему содержанию мелкой фракции снижает¬
ся обычно значительный износ крыльчатки;
возможна регулировка уровня дисперсности готового продук¬
та во время эксплуатации, осуществляемая путем изменения ко¬
личества циркулирующего материала с помощью регулятора
частоты вращения крыльчатки и изменения положения направ¬
ляющих лопастей или шибера вентилятора (рис. 15.7)
Интервал изменения тонкости помола цемента находится
между 2500 п 7000 см2/г по Блейну. Регулировка количества
циркулирующего воздуха допускает при постоянной удельной
поверхности, хотя и в ограниченной степени, изменение зерно¬
вого состава цемента.
Сепаратор с выносными циклонами пригоден также для ох¬
лаждения и сушки материала, так как в поток циркулирующего
воздуха здесь можно добавить большое количество свежего воз¬
духа или горячих газов (табл.* 15.6.2). Однако, как и для дру¬
гих сепараторов, при этом должно быть предусмотрено соответ¬
ствующее увеличение мощности пылеулавливающей системы.
Таблица 15.6.2. Производительность некоторых сепараторов
С выносными циклонами (фирма «Индустрианлаген», ФРГ)
Сепаратор
Производительность по мелкой
фракции, т/ч
Количество охлаж¬
дающего воздуха,
м8/ч, для цемента
с удельной поверх¬
ностью, по Блейну,
2800—3000 см2/г (при
нормальных условиях)
тип
диаметр, м
цемент, 2800—
3000 см2/г по
Блейну
сырьевая смесь,
12—14% на сите
0,09 мм
ZUB 30
3,0
60
75
35 000
ZUB 38
3,8
95
120
55 000
ZUB45
4,5
140
175
80 000
ZUB 50
5,0
165
205
95 000
ZUB55
5,5
200
250
118 000
ZUB 60
6,0
240
300
140 000
ZUB 68
6,8
310
390
180 000
ZUB76
7,6
400
500
230 000
Охлаждение в сепараторе с циклонами. Охлаждение произ¬
водится путем всасывания свежего воздуха. Из воздуховода от¬
бирается часть циркуляционного воздуха сепаратора и подается
к фильтру. Через патрубок свежего воздуха вентилятор всасы-
1 И все же принцип совмещения функций, так покоряющий нас в живых
организмах, широко используется в технике и является бесспорно прогрес¬
сивным— см., например, об этом в книге «Техника в истории общества», М.,
Наука, 1973. В данном случае довольно затруднительно компактное раз¬
мещение вспомогательного оборудования. (Прим. ред.)
239
Таблица 15.6.3. Размеры и производительность сепараторов с выносными вентиляторами (SKET/ZAB, ГДР)
Диаметр сепаратора, мм
3150
3550
4000
4500
5000
5600
6300
6700
Расход сепарирующего воздуха, м3/мин
1170
1500
1920
2340
3000
3670
4670
5300
Мощность привода вентилятора, кВт
70
90
115
140
181
221
282
320
Цементная сырьевая смесь, 12—15%
0,09 мм:
остатка на
сите
производительность, т/ч
1
70
90
115
140
180
220
280
318
частота вращения ротора, об/мин
60—100
50—80
40
-60
мощность привода ротора, кВт
5
6
8
10
12
15
19
22
Портландцемент:
частота вращения ротора, об/мин
140—190
110—160
80
-200
производительность при удельной
Блейну 2500 см2/г, т/ч
поверхности
по
49
62
78
100
122
154
195
220
мощность привода ротора, кВт
5
6
8
10
12
15
19
22
производительность при удельной
Блейну 3000 см2/г, т/ч
поверхности
по
41
52
66
84
104
130
165
186
мощность привода ротора, кВт
21
26
33
42
52
65
82
93
производительность при удельной
Блейну 4400 см2/г, т/ч
поверхности
по
20
25
32
40
50
62
78
89
мощность привода ротора, кВт
29
37
47
60
74
93
118
133
вает недостающее для циркуляции количество воздуха из окру¬
жающей среды, что обеспечивает охлаждение и постоянство
объема циркулирующего воздуха, необходимого для процесса
сепарации (рис. 15.8).
15.6.3. Сепаратор с выносным вентилятором (конструкция
SKET/ZAB, Дессау, ГДР). В течение нескольких лет объедине¬
ние SKET/ZAB (ГДР) производит сепаратор, объединяющий
преимущества воздушных сепараторов с регулируемой частотой
вращения с принципом конструктивного разделения сепарации
и осаждения в циклонах (рис. 15.9).
Здесь сепарирующий воздух подается внешним вентилятором
к сепаратору в тангенциальном направлении. В верхней части
сепарационной зоны воздух со взвешенной мелкой фракцией
всасывается радиально расположенными высокоэффективными
циклонами и очищается. Так как сепарирующий воздух может
подаваться в сепарационную зону и как циркулирующий, и как
проходящий, такой сепаратор пригоден как для сушки, так и
для охлаждения материала. Он может быть применен при по¬
моле цементной сырьевой смеси и цемента. При сепарации це¬
ментов можно варьировать в значительных пределах воздуш¬
ный поток, создаваемый наружным вентилятором. Обыкновен¬
ный цемент низкой удельной поверхности производится при не¬
большом количестве циркуляционного воздуха и малой частоте
вращения крыльчатки. Высокомарочные цементы с повышенной
удельной поверхностью, напротив, требуют большого расхода
воздуха и высокой частоты вращения крыльчатки. Точность
разделения всегда улучшается при повышении количества цир¬
кулирующего воздуха. Изменение частоты вращения крыльчат¬
ки в процессе работы установки не применяется. В зависимости
от расхода сепарирующего воздуха потери напора в сепарато¬
рах всех размеров составляют 180—240 мм. Около 50% потерь
напора приходится на выносные циклоны. В табл. 15.6.3 приве¬
дены размеры и производительность сепараторов с выносными
вентиляторами.
15.7. Производительность воздушного сепаратора
и тонкость помола цемента
Таблица 15.7.1. Характеристики работы сепараторов фирмы
«Стёртевант Милл Компани», США
Диаметр воздуш¬
ного сепаратора,
м
Количество за¬
гружаемого
материала
(максимум), т/ч
Производительность, т/ч, при удельной поверх¬
ности цемента по Блейиу, см2/г
3000
3600
4400
5000
4,25
220
20
15
12
7
4,85
725
38
32
19
16
5,5
1100
70
54
33
27
6,0
1815
118
80
49
40
6,7
2540
160
127
76
64
7,3
3350
214
181
114
90
242
При увеличении тонкости помола цемента, т. е. при повыше¬
нии его удельной поверхности, производительность сепаратора
снижается, как показано в табл. 15.7.1 (фирма «Стёртевант
Милл Компани», Бостон, Массачусетс, США).
15.8. Формулы для расчета воздушных сепараторов
15.8.1. Воздушные сепараторы открытого цикла1. Следует
учесть массы трех компонентов: F — загружаемого материала;
D — продукта сепарации мелкой фракции;
G — крупки. Процентное содержание мелкой f
фракции в этих трех компонентах обозначим
следующим образом: А — в загружаемом ма¬
териале, В — в крупке, С — в продукте сепа¬
рации. Символ Е означает к. п. д. сепаратора
в процентах.
На рис. 15.10 показан воздушный сепара¬
тор открытого цикла. Из технологической схе¬
мы видно, что F—D—G и D-\-G=F. Кроме Рис 1510 Воз.
того, ясно, что общее количество мелкой фрак- душный сепара¬
ции, поданной к воздушному сепаратору, тор открытого
должно быть равно количеству мелких частиц, цикла (проход-
покидающих сепаратор. Количество мелкой нои'
фракции, поступающей в сепаратор, определи- £е7иал?Уо-Трупка;
ется выражением AF, ее содержание в готовом D — мелкозернистый
г п/>тт материал; 1-воз-
продукте — CD и в крупке — BG. Не останав- душный сепаратор
ливаясь на математических преобразованиях
[160, 160а, 160Ь], приводим конечную формулу для расчета ко¬
личества готового продукта:
„ F (А - В)
D=— . (1)
(С — В)
Если F задано, а значения А, В я С определены путем отбо¬
ра проб и просеивания, то можно найти количество готового
продукта D.
Из уравнения (1) следует:
„ D(C-B)
F = —- . (2)
(А — В) К '
Коэффициент полезного действия сепаратора выражается
соотношением между количеством отсепарированной мелкой
фракции и количеством, введенным в сепаратор:
„ С (А — В)
~ А (С —В)' (3)
Эта формула справедлива также для различных воздушных
сепараторов с замкнутым циклом. Следовательно, к. п. д. се¬
1 Иначе называются «проходными». (Прим. ред.)
16*
243
паратора можно определить путем просеивания проб загружа¬
емого материала, готового продукта и крупки без учета их ко¬
личества.
15.8.2. Воздушные сепараторы в замкнутом цикле; система
№ 1*. На рис. 15.11 показана технологическая схема, в которой
мельница установлена перед воздушным сепаратором. Исход¬
ный материал подается в мельницу и размалывается перед
классификацией. Здесь количество исходного материала равно
количеству готового продукта сепаратора. Однако и в этом
случае имеется циркулирующий материал. Циркуляционной
Рис. 15.11. Воздушный сепаратор
в замкнутом цикле (система 1)
1 — питание мельницы; 2 — мельница;
3—сепаратор; F—питание сепарато¬
ра; G — крупка; D—мелкая фракция
(готовый продукт сепаратора)
Рис. 15.12. Воздушный сепаратор
в замкнутом цикле (система 2)
1 — исходный материал; 2 — сепара¬
тор; 3 — мельница; F, G, D — см. рис.
i6.il; S—продукт мельницы (циркуля¬
ционная нагрузка)
нагрузкой L называется количество циркулирующего материала
в % от исходного. Если отношение количеств крупки и готового
продукта к готовому продукту в данной системе равно 2,5, то
количество циркулирующего материала составляет 250% исход¬
ного. Циркуляционная нагрузка равна:
Эта формула применима, когда С больше А; если же А больше
С, то формулу можно представить в виде
L-iff.WO. (5)
Для всех систем помола
L = G/D или G = LD. (6) и (7)
* Мы будем различать систему помола, т. е. расположение агрегатов в
помольной установке, и схему помола, представляющую это расположение
на чертеже, как принято в зарубежной литературе по цементу. (Прим. ред.)
244
Поскольку сумма G и D равна F, то
F = (L+1)D. (8)
Пр и мер 15.1. При эксплуатации воздушного сепаратора процентное
содержание мелкой фракции в исходном материале, крупке и готовом про¬
дукте составило при просеивании через сито 0,074 мм: Л = 65, £=55, С=95;
готового продукта получается 15 т/ч. Определить циркуляционную нагрузку,
количество исходного материала и крупки.
Решение:
95 — 65
L=~ — 100 = 300%.
65 — 55
По уравнениям (7) и (8) G = 3-15 = 45 т/ч крупки, /7=4-15=60 т/ч
исходного материала.
Пример 15.2. В том же случае, что и в примере 15.1, тонкость помо¬
ла выражена в процентах остатка на сите 0,074 мм: <4 = 35, £=45, С=5.
Определить циркуляционную нагрузку.
По формуле (5) находим
35 — 5
L = 100 = 300% .
45 — 35
15.8.3. Воздушные сепараторы в замкнутом цикле; система
№2. В этой системе (рис. 15.12) воздушный сепаратор пред¬
шествует мельнице; благодаря этому мелкие частицы, содержа¬
щиеся в исходном материале, отделяются еще до поступления
в мельницу. Такая система применяется, если главной целью
измельчения является ликвидация крупных зерен без перемола
остальной массы, как, например, при измельчении цементной
сырьевой смеси.
Как уже указывалось, формула (4) пригодна для определе¬
ния циркуляционной нагрузки при всех системах помола, а сле¬
довательно, и в данном случае. Однако в некоторых установках
нет возможности отбора представительных проб материала,
загружаемого в мельницу, поэтому отсутствуют данные, необ¬
ходимые для подстановки в формулу (4). В этих случаях цир¬
куляционная нагрузка может определяться по уравнению
<9>
где R — содержание мелкой фракции в исходном материале, %; S — содержа¬
ние той же фракции в продукте мельницы, %.
Пример 15.3. В системе помола № 2 исходный материал подается
в количестве 8 т/ч; F=8. Проход отдельных компонентов через сито 0,074 мм
составляет, %:
в исходном материале (£) 50
в продукте мельницы (S) 72
в крупке (£) 54
в готовом продукте (С) 95
Требуется определить циркуляционную нагрузку, количество подаваемого
в сепаратор материала, крупки, а также долю мелкой фракции в питающем
сепаратор материале.
245
Циркуляционную нагрузку находим по формуле (9):
L = ■
95 — 50
72 — 54
100 = 250%.
По формулам (7) и (8) G = 2,5-8 = 20 т/ч крупки, F=3,5-8 = 28 т/ч ис¬
ходного материала. Доля мелкой фракции в питающем сепаратор смешанном
материале может быть найдена по формуле
BL + C 54-2,5 + 95
Л=ТТГ° 3.5 °Ю'7%-
15.8.4. Определение выхода мелкой фракции в готовом про¬
дукте. Работа воздушного сепаратора может быть оценена по
Рис. 15.13. Два воздушных сепаратора в замкнутом цикле
1 — исходный материал; 2 — крупка; 3 — мельница; 4 — продукт мельницы; 5 — цирку¬
ляционная нагрузка; 6 — мелкая фракция (готовый продукт)
отношению количества требуемой фракции в готовом продукте
к ее содержанию в загружаемом материале. Это отношение на¬
зывают выходом мелкой фракции в готовом продукте и опре¬
деляют в процентах.
Пример 15.4. Сепаратор питают материалом в количестве 30 т/ч, со¬
держащем 45% фракции меиее 0,074 мм; таким образом, количество требуе¬
мой фракции в питании сепаратора равно 30-0,45=13,5 т/ч. Готового про¬
дукта получают 12 т/ч при содержании 85% фракции меиее 0,074 мм, или
12-0,85= 10,2 т/ч требуемой фракции. Отсюда выход равен
10,2-100
= 75,5%.
15.8.5. Воздушные сепараторы в замкнутом цикле, система
№ 2 с двумя сепараторами. На рис. 15.13 показана технологи¬
ческая схема с трубной мельницей и двумя воздушными сепара¬
торами, работающими параллельно. Эта схема принципиально
аналогична представленной на рис. 15.12.
246
Пример 15.5. Содержание фракции менее 0,074 мм составляет, %:
в исходном материале (R) 40
в готовом продукте сепаратора (С) 95
в крупке сепаратора (В) 40
в продукте мельиицы (70 т/ч) 75
Требуется определить трудно измеряемые величины: количество готового
продукта сепаратора, количество исходного материала, подаваемого в сепа¬
раторы, и общее количество материала, подаваемого в сепараторы. Кроме
того, требуется найти к. п. д. сепараторов.
При заданной системе циркуляции получаем
0,40D + (0,75 • 70) = 0,95D + (0,40 • 70).
После преобразования находим 0,55/3 = 24,5; В = 44 т/ч, т. е. количество гото¬
вого продукта сепараторов.
Материал, загружаемый в сепараторы, включает, следовательно, 44 т/ч
исходного вещества, проход которого через сито 0,074 мм составляет 40%,
н 70 т/ч циркулирующего материала, проход которого через такое же сито
равен 75°/о- Общее количество материала, поступающего в сепаратор, 44 +
+70=114 т/ч и содержит (44-0,40) + (70-0,75) =70,1 т/ч фракции менее
0,074 мм. Поэтому
70,10-100
А = — = 61,4%,
114
Теперь по формуле (3) можно найти к. п. д. сепаратора:
0,95(0,614 — 0,40)
Е = — 1—- 100 = 60,2%.
0,614 (0,95 — 0,40)
15.9. Расход воздуха в сепараторе
По данным поставщиков воздушных сепараторов, расход
воздуха на классификацию в одноосном сепараторе диаметром
5,5 м с приводом от двигателя мощностью 250 л. с. при помоле
обыкновенного портландцемента и производительности по го¬
товому продукту 56,3 т/ч (938 кг/мин) с удельной поверхно¬
стью, по Блейну, 3300 см2/г при циркуляционной нагрузке
(3+1) 100 = 400% составляет 991 м3/мин (1281 кг/мин) при
нормальных условиях. Удельный расход воздуха равен 1056 м3/т
цемента (1,365 кг/кг цемента), или 1,36/4 = 0,34 кг/кг циркули¬
рующего материала. Данные для других сепараторов приведены
в табл. 15. 9. 1.
Такое соотношение между количеством сепарирующего воз¬
духа и сепарируемого материала принято на практике, что под¬
тверждается в работе [161].
Практический опыт показывает, что успешная классифика¬
ция материала возможна только при определенном его содер¬
жании в сепарирующем воздухе. В случае перегрузки сепарато¬
ра из-за увеличения количества циркулирующего материала
уменьшается степень сепарации и возникает значительный вы¬
нос мелких частиц в крупку, так как грузоподъемность воздуш¬
ного потока ограничена.
Поэтому прежде всего необходимо стремиться к возможно
более равномерному распределению материала по поперечному
247
Таблица 15.9.1. Расход воздуха в обычных воздушных сепараторах
Диаметр сепарато¬
ра, м
Производительность,
т цемента в 1 ч1
Частота вращения
ротора, об/мин
Максимально допус¬
тимое количество
воздуха8, м3/ыин
3,04
10
275
212
3,65
14
215
311
4,25
20
210
453
4,85
40
190
764
5,50
70
180
ИЗО
6,00
120
160
1700
6,70
160
150
2265
7,30
210
140
2830
1 При удельной поверхности, по Блейну, 3000 см2/г.
2 Для охлаждения цемента; температура выходящего воздуха равна 93° С.
сечению сепарационной зоны, что требует особого внимания к
механизму рассеивания материала в сепараторе. Это обуслов¬
ливает разнообразие конструкций устройств для загрузки и
рассеивания сепарируемого материала.
16. Мокрый помол в замкнутом цикле
Мокрый помол шлама в замкнутом цикле в цементной про¬
мышленности применяют уже в течение длительного времени;
в качестве классификаторов используют вибросита и гидроци¬
клоны.
Относительно новым классифицирующим устройством при
мокром помоле в замкнутом цикле является так называемое
сито DSM [162], предложенное сначала Dutch State mines (Го¬
сударственным управлением шахт, Лимбург, Нидерланды) для
использования в установках по обогащению угля.
Частицы классифицируемого в сите DSM шлама с высокой
скоростью ударяются о поверхность стальных стержней сита.
Внутренняя сторона круглого сита является рабочей. Для отде¬
ления крупных зерен расстояние между стержнями сита прини¬
мается равным 2 мм. Благодаря высокой скорости шлама мак¬
симальный диаметр зерен, проходящих сквозь зазоры шириной
2 мм, составляет только 1 мм. Это предохраняет сито от засо¬
рения и обеспечивает быстрое разделение и высокую произво¬
дительность. Поверхность сита выполнена в виде цилиндричес¬
кого сегмента; при отделении крупных зерен угол сегмента
принимается равным 90°.
Для мокрой сепарации цементного шлама применяется сито
с углом сегмента 270° при зазорах между стержнями 0,3 или
248
0,4 мм. Схема сита DSM типа «Дорр-Оливер» показана на
рис. 16.1.
Струя шлама, выходящая из сопла под давлением насоса,
обходит весь сегмент сита (270°). Под действием центробежной
силы мелкая фракция проходит через ячейки сита, в то время
как крупные частицы завершают оборот и попадают в желоб
для «хвостов». Готовый шлам скапливается по обе стороны
сита в двух сообщающихся камерах. Принцип действия сита
DSM. схематически показан на рис. 16.2. Сито DSM позволяет
осуществлять классификацию частиц таких размеров и с таким
Рис. 16.1. Схема сита DSM (ввер¬
ху •— поперечный разрез, внизу —
разрез по А—А)
1 — кожух; 2 — сито; 3 — деревянные
клинья; 4 — подкладки; 5 — сопло для
шлама; 6 — камеры мелкой фракции;
7 — камера крупной фракции; 8 — люк;
9 — колосники; 10 — подставка для
сопла; // —металлическая рама; 12 —
деревянная рама; 13 — рукоятка сопла;
14—впуск шлама; 15 — соединение
обеих камер мелкой фракции
Рис. 16.2. Технологическая схема
работы сита DSM.
1 — исходный шлам; 2 — сопло, пода¬
ющее шлам в полость сита; 3 — сито;
4 — крупная фракция; 5 — мелкая
фракция (готовый продукт)
S
Рис. 16.3. Сито DSM: процесс от¬
деления мелкой фракции
1 — клиновидные стержни сита; 2 —
проход через сито мелкозернистого
шлама; 3—апертура (зазор) сита, х\
4 — максимальный размер зерен в мел¬
кой фракции х/2, что предотвращает
засорение сита; 5—подача шлама с
высокой скоростью; 6 — крупные ча¬
стицы, отраженные ситом
249
содержанием влаги, при которых они не поддаются обработке
с помощью сит других типов. Поверхность сита закрыта кожу¬
хом. Направление обхода сита струей шлама можно изменять
поворотом сопла, что обеспечивает равномерность износа сита.
Размеры сита: при производительности 55—60 т/ч шлама
(в расчете на сухое вещество) и классификации при ширине
щелей (апертуре) сита 0,10—0,15 мм диаметр сита составляет
107 см (круговой сегмент с углом 270°) при ширине 51 см; ра¬
бочая поверхность сита 1,28 м2. Рис. 16.3 иллюстрирует попе¬
речный разрез сита и его работу при малых апертурах.
16.1. Примеры работы сит DSM
Пример 16.1. Трубная мельница открытого цикла производительностью
41,5 т/ч (по сухому материалу) соединена с ситом DSM, что создает систе¬
му помола в замкнутом цикле. При этом производительность мельницы воз¬
растает до 59,1 т/ч, или на 42%. Мощность привода мельницы сохраняется
прежней; только насос, подающий шлам к ситу, требует дополнительно
40 л. с.
Пример 16.2. Однокамерная мельница размером 2,28X11,55 м с при¬
водом мощностью 820 л. с. применяется для размола известняка с включе¬
ниями кремния и глины. Мощность, потребляемая насосом, который подает
шлам к ситу, равна 25 л. с. Суммарные размеры отверстий сопел 1,59X20,3,
т. е. 32,3 см2. Давление в сопле 1,40—1,75 кгс/см2; апертура сита 0,3 мм.
Производительность, т/ч; в открытом цикле 41,5, в замкнутом цикле
63,7 (по сухому материалу); прирост производительности 53%.
Пример 16.3. Двухкамерная мельница размером 2,12X12,16 м с при¬
водом мощностью 750 л. с. применяется для размола твердого кристалличес¬
кого известняка и глины; мощность привода насоса 50 л. с. Сопла имеют
размер 1,42X33 см = 47 см2; апертура сита 0,3 мм.
Содержание влаги в шламе, %:
Производительность, т/ч; в открытом цикле 28, в замкнутом цикле 65;
прирост производительности 132%.
Сито DSM непосредственно не требует затрат энергии; од¬
нако для насоса, питающего сопла, нужна дополнительная
энергия. На этом сите успешно классифицируется любой шлам,
который можно перекачивать насосом. Циркуляционная нагруз¬
ка составляет от 100 до 200% в зависимости от производитель¬
ности мельницы и других факторов.
16.2. Система помола с применением сита DSM
На рис. 16.4 показана технологическая схема помола це¬
ментного сырьевого шлама в замкнутом цикле с использовани¬
ем трубной мельницы, сита DSM, ковшового элеватора для
крупки («хвостов») и насоса.
16.3. Эксплуатация сит DSM
Анализ работы установок замкнутого цикла с ситами DSM
на 12 цементных заводах, проведенный объединением «Дорр-
подаваемом на сито DSM
крупке («хвостах») . .
готовом продукте ....
открытом цикле ....
31
29
37,5
38
250
5
Рис. 16.4. Схема помола с применением сита DSM
1 — исходный материал; 2—трубная мельница, 2,3X12,2 м, 900 л. с.; 3 — контрольное
сито мельницы, ячейки размером 6,3X25,4 мм; 4 — ковшовый элеватор и желоб для воз¬
врата крупки; 5 — насос для сита DSM, мощность двигателя 50 л. с.; 6 — трубопровод
шлама (200 мм) к ситу DSM; 7 — сито DSM; 8— насос для подачи готового (мелкозер¬
нистого) продукта, мощность двигателя 25 л. с.; 9 — трубопровод готового шлама
(200 мм) к бассейну для хранения; 10 — циркуляционный трубопровод возврата крупки
(200 мм)
Оливер», показал, что прирост производительности составляет
в среднем 24,3% по сравнению с помолом в открытом цикле.
Кроме того, содержание зерен размером более 0,3 мм снижает¬
ся в среднем на 71%.
Средние эксплуатационные расходы в пересчете на 1 т це¬
мента составляют, цент США:
замена сегментов сит 0,85
замена сопел 0,15
замена листовых ограждений 0,03
Итого 1,03
Кроме того, на заработную плату расходуется 0,21 цента.
Таким образом, полные эксплуатационные расходы составляют
1,24 цента на 1 т цемента.
Насос, подающий материал к ситу, требует 1,55 л. с.-ч/т.
Расход энергии при эксплуатации мельницы в открытом цикле
составляет в среднем 19,3 л. с.-ч/т, а в замкнутом цикле с ис¬
пользованием сита—14,9 л. с.-ч/т; выигрыш — 4,40 л. с.-ч/т,
а с учетом дополнительных затрат он составляет 4,40—1,55=
= 2,85 л. с.-ч/т, или 2,13 кВт-ч/т. При стоимости 1 кВт, равной
1 центу, получаем экономию 2,13 цента на 1 т. Как указыва¬
лось выше, стоимость эксплуатации составляет 1,24 цента/т.
Поэтому экономический эффект при помоле в замкнутом цикле
с сегментным ситом DSM, имеющим центральный угол 270°,
составляет 0,89 цента/т цемента. Еще более важным, чем этот
251
Таблица 16.4.1. Объемная масса шлама, содержание сухого вещества и влаги, кг/м3, в цементной
сырьевой смеси влажностью 29—45%
ее
4
се
s
о*
и
се
5
о
=
н
о
ч
С
СЧ
О
сч
N-
СО
00
СО
ю
сч
со
00
со
ю
-е<
00
СО
~•
00
тн
Th
05
ю
тН
00
СО
”''
N
N*
со
Ю
00
СО
ю
О
ю
сч
о
сч
ю
05
со
ОО
СО
со
со
СЧ
ю
05
СО
_,
СО
ю
ю
тН
о
ю
05
СО
”''
СО
,
ю
СО
N
05
ю
05
ю
сч
N
ю
00
05
00
ю
05
ю
N.
СЧ
ю
05
сч
N-
ю
о
ю
о
N-
со
СО
СО
О
ю
N
-ef
со
СЧ
N
ю
СО
О
ю
СЧ
О
сч
тН
о
СО
ю
00
00
о
Ю
СЧ
со
СО
ю
*■“'
ю
со
05
N
ю
СО
ю
•“1
р'н1
, 1
'eh
N
05
сО
о
СО
ю
*■“*
N
сч
ю
О
05
N
сч
LO
сч
се
4
се
s
о*
4»
fr-
се
5
о
ч
С
о
05
сч
^—1
00
N
СО
сч
сч
о
г#*
СО
ю
00
СО
—-
00
ю
со
со
ю
ю
00
О
сч
05
со
со
со
ю
00
со
00
со
ю
со
ю
05
со
_н
N-
СО
со
сч
ю
05
СО
”■*
N
8
ю
05
СО
”■*
о
СО
05
00
о
ю
05
СО
—*
t—
со
о
05
СО
о
ю
со
05
сч
СО
00
СО
О
1C
,—'
N-
Tt4
со
со
СО
N
СО
О
ю
СЧ
сч
ю
05
СО
СО
О
ю
'
1
О
N
сч
ю
СО
ю
■“*
оо
оо
о
оо
СО
ю
'
СО
N
05
о
N.
сч
N-
ю
со
СО
N
сч
О
N
СЧ
ю
о
СО
со
о
N
сч
ю
«5.
н
со
се
4
се
s
о*
45
fr¬
ee
5
о
>>
о
Я
н
о
ч
С
0—05
— CO N-
Ю 00 СО
СО Ю ■-
W Ю Is-
Ю 00 о
О 00 СЧ
^ N О
Ю 00 О
rf —■ со
Ю О Ю
ю О О
— N- ^
N сч
Ю О CD
О (М ^
00 Ю СО
Ю 05 СО
— N- -f
О N (М
СО 05 СО
СО СЧ
—1 О —
СО О СО
rf О ^
со со о
СО О О
— N- те*
Ю LO 05
со о ю
СО <t
СО 00 оо
СО О Ю
ю сч со
оо — N-
СО — Ю
со — сч
О rf сО
N — Ю
о —
W N 1Л
N. — Ю
0 — 05
о со
N. сч Ю
N О N-
ю со сч
N (N 1Л
N С1 Ю
N. СО —
N- СЧ СО
U CQ
X с=(
>, О
и со
х |=С
>, о
U CQ
252
эффект, является снижение содержания в продукте помола
частиц размером более 0,3 мм. Это уменьшает возможность по¬
явления слабообожженных включений в клинкере. По данным
некоторых предприятий, рост производительности печей дости¬
гает почти 30%. К настоящему времени в цементной промыш¬
ленности США установлено 140 сит DSM [165].
16.4. Цементный сырьевой шлам
(физические характеристики)
Значения объемной массы шлама и другие характеристики
при влажности 29—45% представлены в табл. 16.4.1.
17. Предварительная гомогенизация
Пока цементные заводы перерабатывали относительно не¬
большое количество сырья, в тех случаях, когда содержание
СаС03 в главном компоненте (обычно известняке) колебалось
в значительных пределах, можно было уменьшить эти колеба¬
ния путем отбора материала в карьере. Однако с ростом мощ¬
ности цементных заводов выборочная добыча материала в
карьерах стала неэкономичной. Начались поиски других ме¬
тодов усреднения компонентов цементных сырьевых смесей.
Известные методы усреднения сырья применялись при обога¬
щении руд и в других отраслях промышленности уже с 1905 г.
и теперь получили распространение в цементной промышлен¬
ности.
Чаще всего производится предварительная гомогенизация
основного компонента цементной сырьевой смеси — известково¬
го. Глинистые и мергелистые компоненты обычно химически
более однородны, однако на многих цементных заводах гомо¬
генизации подвергаются и они. Если для производства цемента
используется гранулированный доменный шлак, то его также
целесообразно подвергнуть предварительной гомогенизации.
Такие сырьевые материалы, как кварцевый песок или железная
руда, почти всегда однородны и не требуют гомогенизации.
Методы предварительной гомогенизации. Предварительная
гомогенизации бывает двух типов: совместная — для всех ком¬
понентов сырьевой смеси сразу и раздельная — предваритель¬
ная гомогенизация каждого из них.
Совместная предварительная гомогенизация компонентов
сырьевой смеси применяется в том случае, когда они имеют
постоянный химический состав. Дозировка компонентов произ¬
водится перед их смешиванием. Однако различный зерновой
состав компонентов может стать причиной частичного расслаи¬
вания, которое приводит к временному отклонению химического
253
состава сырьевой смеси от заданного. Рассматриваемый метод
не дает таких же хороших результатов, как раздельная пред¬
варительная гомогенизация, и применяется редко.
Раздельная предварительная гомогенизация компонентов
сырьевой смеси — основной метод усреднения сырья в цемент¬
ной промышленности. Отдельные компонеты после предвари¬
тельной гомогенизации дозируются в соответствии с проектным
химическим составом сырьевой смеси (расчет состава смеси
см. в гл. 2) и подаются к сырьевой мельнице через питающие
бункера и весовые ленточные дозаторы. Химический анализ
сырьевой смеси, выходящей из мельницы, позволяет судить о
необходимости корректирования ее состава.
Материал, раздробленный до крупности менее 25 мм, при¬
меняют для усреднительного штабелирования. Качество шта¬
беля зависит от способа его отсыпки. Обычно отсыпка слоев
производится вдоль длинной оси штабеля (продольные шта¬
беля или отвалы), в то время как выемка штабеля ведется в
поперечном направлении («вразрез»). Если оказывается недо-
.статочно места, то отсыпка смесительных слоев производится
по кольцу (кольцевые, или круговые, штабеля). Однако затра¬
ты на круговые штабеля на 30—40% выше, чем на продольные.
Отсыпка смесительных слоев
Продольные штабеля. Применяют следующие спосо¬
бы отсыпки смесительных слоев.
1. Штабель типа крыши («шевронный» способ). Наиболее
распространенный способ отсыпки смесительных слоев — фор¬
мирование штабеля в виде крыши (двускатные отвалы). От¬
дельные слои материала расположены вдоль всей длины шта¬
беля (рис. 17.1). Отсыпка такого штабеля осуществляется с
ломощью ленточного транспортера с разгрузочным устройст¬
вом (рис. 17.2) или ленточного сбрасывателя, движущегося
вдоль отвала (рис. 17.3); при этом один слой материала укла¬
дывается на другой в виде двускатной крыши.
Отсыпка проста, так как ведется вдоль штабеля из одной
точки в каждом поперечном сечении. Скорость сбрасываю¬
щей установки регулируют для получения требуемой толщины
слоев. При неоднородном зерновом составе материала более
крупные куски могут скатываться вниз и накапливаться в ниж¬
ней части штабеля.
2. Отсыпка линиями (полосами). Чтобы избежать скопле¬
ний крупных кусков и расслаивания, применяют отсыпку шта¬
беля полосами (рис. 17.4). При таком способе отсыпки слои ма¬
териала имеют форму продольных полос, расположенных рядом
или одна над другой, что почти исключает возможность отделе¬
ния крупных кусков. Чем больше полос, тем меньше неоднород¬
ность зернового состава. Однако такой способ штабелирования
требует применения более дорогих передвижных ленточных
254
сбрасывателей, которые во время отсыпки должны в каждом
поперечном сечении занимать различные рабочие позиции (на
рис. 17.4 показаны стрелками).
Рис. 17.1. Штабель (отвал) смеси в
виде двускатной крыши (шевронное
расположение слоев)
Рис. 17.2. Отсыпка штабеля с по-
мошью ленточного транспортера с
разгрузочной тележкой
Рис. 17.3. Отсыпка
иым сбрасывателем
штабеля ленточ-
Рпс.
сами
17.4. Отсыпка штабеля поло-
Рис. 17.5. Поперечное сечение отвала Рис. 17.6. Поперечное сечение отва-
смеси, отсыпанного горизонтальными ла смеси, отсыпанного осевым спо-
слоями собом
I—мелкозернистый материал; II —круп-
иозернистый материал
Имеется и ряд других способов отсыпки штабелей: гори¬
зонтальными слоями (рис. 17.5), осевой (рис. 17.6), сплошной
(рис. 17.7), с чередованием слоев (рис. 17.8).
Эти способы штабелирования выбирают в зависимости от
местных условий и качества сырья; принимают тот способ, ко¬
торый дает наилучшее усреднение.
255
Кольцевые штабеля. Кольцевые штабеля отсыпают
поворотными ленточными транспортерами, установленными в их
центрах (рис. 17.9). Поперечное сечение кольцевого штабеля
может быть треугольным или трапециевидным. При отсыпке
применяют в основном шевронный способ, отсыпку продольны-
fff ffffffff
Рис. 17.7. Сплошная отсыпка отвала смеси
ггсгггггсг &=
Рис. 17.8. Отсыпка отвала с чередованием слоев
Рис. 17.9. Стационарный поворотный транспортер и скребковый экскаватор
соответственно для отсыпки и выемки кольцевого отвала (штабеля)
ми полосами или горизонтальными слоями. При отсыпке коль¬
цевых штабелей продольными полосами внешние полосы толще
внутренних, что при определенных условиях может ухудшить
усреднение в кольцевом штабеле.
256
Равномерная подача материала от дробилки на штабели¬
рование выравнивает размеры слоев и полос, и в каждом попе¬
речном сечении штабеля получается материал одинакового ка¬
чества.
Выемка материала из усреднительных штабелей. Выемку
материала производят в основном с помощью экскаваторов
скребкового или роторного типа. Обычно штабеля разрабаты-
Рис. 17.10. Скребковый экскаватор для
выемки отвала смеси с торца
Рис. 17.11. Скребковый экскаватор для
выемки отвала смеси вдоль его продоль¬
ной оси
Рис. 17.12. Усреднительный склад с двумя штабелями, расположенными друг
за другом
вают с торцов и выбирают дискообразными плоскими слоями.
Каждый из них по качеству в среднем соответствует смеси в
штабеле.
Скребковый экскаватор включает стрелу и движущуюся
цепь со скребками. Стрела выполнена в виде подъемной пово¬
ротной конструкции. В зависимости от типа экскаватора мож¬
но забирать материал с торца штабеля или на регулируемом
расстоянии вдоль продольной оси. Рыхлый материал по ленточ¬
ному транспортеру подается к питающему бункеру мельницы.
На рис. 17.10 показан скребковый экскаватор, предназначен¬
ный для разработки усреднительного штабеля с торца, а на
рис. 17.11—для разборки штабеля вдоль его продольной оси.
17—394
257
На рис. 17.12 показан усреднительный склад с двумя шта¬
белями, расположенными один за другим. Отсыпка ведется по
продольной оси, а выемка — с торца. Непрерывная эксплуата¬
ция склада организована путем одновременной отсыпки одного
и разборки другого штабеля. Отсыпающий транспортер и
скребковый экскаватор могут свободно перемещаться вдоль
обоих штабелей.
На рис. 17.13 показаны два штабеля, расположенные парал¬
лельно. Здесь отсыпка также ведется по продольной оси, а раз¬
борка— с торца («на себя»). Очистной экскаватор по попереч¬
ным путям может перемещаться от одного штабеля к другому.
Эксплуатация непрерывна.
Роторный экскаватор для выемки материала. Способ раз¬
работки штабеля с помощью роторного экскаватора показан
на рис. 17.14. Ковшовый ротор, установленный на передвиж¬
258
ном мосту, может перемещаться в двух направлениях. Ротор
забирает материал у подошвы штабеля. Это захватное приспо¬
собление оборудовано граблями, которые разрыхляют верхнюю
часть штабеля и подают материал к ротору.
Эффект перемешивания. При качественном контроле отсып¬
ки смесительных штабелей первоначальные отклонения содер¬
жания СаСОз в известняке (около 10%) можно сократить до
1,5% и менее. Известняк, прошедший такую предварительную
гомогенизацию, вместе с другими компонентами сырьевой сме¬
си с помощью рентгено-флюоресцентного анализатора дозиру¬
ется по весу на ленточных весах и подается в сырьевую мель¬
ницу. Сырьевая мука из мельницы поступает в силос с пневма¬
тическим гомогенизирующим устройством, где отклонения
химического состава муки снижаются до одной десятой от имев¬
шихся после мельницы.
Размеры усреднительных штабелей. При расчете объем
штабеля обычно принимают равным 7—10-дневному расходу
сырьевой смеси. Высота штабеля зависит от угла естественно¬
го откоса рассматриваемого материала; в зависимости от вы¬
соты определяется длина штабеля. При особых условиях добы¬
чи и транспортирования сырья устраивают штабеля и большего
объема. Отношение длины штабеля к его ширине должно быть
как можно большим и не менее 5:1. При постоянной эксплуа¬
тации конусообразные края штабеля чаще всего не разрабаты¬
вают, чтобы предотвратить отклонения качества сырьевой сме¬
си [163а—163г].
18. Пневматическая гомогенизация сырьевой муки
Для получения высокомарочных цементов раньше отдавали
предпочтение мокрому способу, так как в этом случае при гомо¬
генизации сырьевого шлама достигалось эффективное переме¬
шивание компонентов сырьевой смеси. Прогресс в области
аэродинамики и пиевмотехники позволил осуществить в це,менг-
ной промышлености пневматическую гомогенизацию сухой
сырьевой смеси [164], которая обеспечила такую же степень
однородности, как при мокром способе. Благодаря этому, а
также вследствие низкого расхода топлива сухой способ про¬
изводства цемента стал преобладающим.
Процесс пневматического сухого усреднения основан на
применении аэрирующих элементов, расположенных на осно¬
вании смесительного силоса в различном порядке, вследствие
чего существуют различные способы пневматической гомогени¬
зации.
Основной частью аэрирующих элементов являются возду¬
хопроницаемые пористые керамические плиты (рис. 18.1). Эти
17*
259
плиты имеют размеры от 250x250 до 250X400 мм при толщине
от 20 до 30 мм. Диаметр пор 70—90 мкм допускает воздухо¬
проницаемость около 0,5 м3/(м2-мин). Прочность керамических
плит при изгибе составляет 40 кгс/см2, а при сжатии —
60 кгс/см2. Для этой цели разработаны также микропористые
литые плиты (из металлических сплавов) различного состава.
Начали находить применение различные волокнистые мате¬
риалы и двухслойные керамические аэрационные элементы
[165], которые могут применяться без металлической обоймы.
Их можно укладывать непосредственно в свежий бетон осно¬
вания силоса, разумеется подводя к ним каналы для сжатого
воздуха.
Воздух через пористые плиты нагнетается в сырьевую муку,
причем его мельчайшие струи псевдоожижают ее. При всех
способах гомогенизации сырьевая мука вначале разрыхляется
благодаря подаче воздуха во все аэрирующие элементы осно¬
вания силоса. Затем путем интенсивной подачи воздуха только
в одну часть основания силоса создается мощный вихревой
поток материала. В зависимости от способа гомогенизации
аэрирующая поверхность составляет 55—75% общей площади
основания силоса.
Аэрирующие элементы полупроницаемы: пропуская воздух
вверх, пористые плиты не допускают проникания сырьевой
муки вниз при прекращении подачи воздуха.
За последние 20 лет разработаны различные системы гомо¬
генизации. Некоторые из них рассмотрены ниже.
18.1. Система фирмы «Фуллер»
Эта система пневматического усреднения известна также под
названием квадрантного способа. Аэрирующие элементы в осно¬
вании силоса объединены в квадранты, каждый из которых
последовательно служит смесительным, в то время как три
остальных являются аэрируемыми. Воздух на смешивание и
аэрацию подается двумя отдельными специальными компрес¬
сорами. Расход воздуха через смесительный квадрант состав¬
ляет 75%, а через три аэрируемых квадранта — 25% общего
количества воздуха. Благодаря этому над смесительным квад¬
рантом образуется продуваемый на значительную высоту столб
I J 1 I
Рис. 18.1. Аэрационный блок
1 — подача воздуха; 2 — сжатый воздух;
3 — пористая плита; 4 — аэрируемый ма¬
териал
Стрелками показано направление давления
260
материала малой плотности. Более плотный материал из объе¬
ма над аэрируемыми квадрантами непрерывно проникает в;
столб менее плотного материала над смесительным квадрантом
и поднимается вверх, что приводит к интенсивной вертикальной
циркуляции материала. На каждый из четырех квадрантов па
очереди через определенный промежуток времени подается
Рис. 18.2. Схема квадрантной системы Рис. 18.3. Зависимость вариаций
гомогенизации состава смеси по содержанию
1—4 — последовательность подачи перемеши- СаСОз (титру), Д7", ОТ времен»
ваемого воздуха
перемешивания т
воздух для перемешивания, что позволяет получить близкую-
к полной гомогенизацию сырьевой муки (рис. 18.2 [166]).
Иногда при особых свойствах сырьевой муки более целесо¬
образно осуществлять пульсирующую подачу воздуха для пе¬
ремешивания взамен постоянной. Это позволяет повысить
текучесть сырьевой муки при том же суммарном расходе возду¬
ха. Пульсация улучшает диспергирование и повышает равно¬
мерность распределения воздуха в материале.
Расход воздуха и энергии для гомогенизации сырьевой муки
зависит от начальной неоднородности ее состава, а также от
требуемой степени гомогенизации. Эти факторы влияют на
261
время перемешивания и тем самым — на удельный расход воз¬
духа. На рис. 18.3 приведена зависимость отклонений содержа¬
ния СаСОз от времени перемешивания.
Современная технология требует проведения предваритель¬
ной гомогенизации компонентов сырьевой смеси, позволяющей
•снизить вариации ее состава. Чаще всего эти вариации характе¬
ризуют отклонениями содержания СаС03. При квадрантном
способе пневматической гомогенизации вариации содержания
СаС03 в сырьевой муке снижаются с ±2 до ±0,15—0,2%, что
схематически показано на рис. 18.4 [166].
Здесь не обсуждаются вопросы регулирования состава сы¬
рьевой муки путем объединения так называемых высоких и
низких1 порций и корректирования его в процессе наполнения
силоса2.
Расход воздуха для гомогенизации равен 15—20 м3/т сырье¬
вой муки, и поэтому общий расход энергии составляет 0,85—
1,1 кВт-ч/т сырьевой муки в зависимости от диаметра, высоты
и времени перемешивания. Давление воздуха для перемеши¬
вания равно 2—2,2 кгс/см2, а аэрирующего воздуха— 1,6 кгс/см2.
Можно осуществлять порционную и непрерывную гомоге¬
низацию сырьевой смеси. Для порционной гомогенизации тре¬
буется два смесительных силоса. Один из них заполняется
свежей сырьевой мукой, в то время как гомогенизированное
содержимое второго подается в запасной силос или в питатель¬
ный силос печи. Гомогенизация начинается уже во время за¬
полнения смесительного силоса. После его окончания гомоге¬
низация длится еще в течение часа. Время заполнения силоса
и его емкость соответствуют 6—12-часовой производительно¬
сти сырьевой мельницы. При проектировании новых установок
учитывают также вероятную неоднородность состава сырьевой
смеси. Самый крупный из построенных до 1977 г. силосов для
пневматической гомогенизации вмещает 3300 т сырьевой муки.
Применяемое в последнее время размещение смесительного
силоса над запасным значительно сокращает время разгрузки
первого.
Непрерывная гомогенизация может осуществляться с по¬
мощью одного смесительного силоса. Этот способ основан на
«перетекании» части гомогенизированной сырьевой муки через
выпускное отверстие в стенке смесительного силоса. Через это
отверстие «перетекает» столько гомогенизированной сырьевой
муки, сколько может вытеснить свежая сырьевая мука, посту¬
пающая в силос.
1 По насыщению известью. (Прим. ред.)
2 Опыт Себряковского цементного завода свидетельствует о целесооб¬
разности для успешного решения этих вопросов применения комплекса из
рентгеновского квантометра для оперативного контроля состава смеси и
ЭЦВМ — для анализа результатов, расчета состава и управления доза¬
торами. (Прим. ред.)
262
Непрерывная гомогенизация может осуществляться также в
двух сообщающихся смесительных силосах, как показано на
рис. 18.5. Три смесительных силоса, объединенных в блок, при¬
меняют при значительных колебаниях параметров сырья.
В нормальных условиях блок из трех смесительных силосов
не дает лучшего усреднения, чем два силоса [167].
Порционную гомогенизацию применяют там, где качество
сырьевой смеси изменяется в широких пределах в течение от¬
носительно длительного срока. Непрерывную гомогенизацию
следует использовать только при кратковременных изменениях
качества муки в узких пределах, т. е. лучше всего — для сырье¬
вых смесей, прошедших предварительную гомогенизацию [168].
Пневматическую гомогенизацию квадрантным способом (си¬
стема фирмы «Фуллер») можно проводить в силосах любого
диаметра, однако высота силоса должна быть в пределах 1—
1,5 диаметра. Наиболее распространенные смесительные сило-
сы имеют диаметр 12 м, высоту 17 м, а при большой произво¬
дительности— соответственно 14 и 18 м. Толщина железобе¬
тонных стен смесительных силосов — 35—40 см.
Предпочтительны силосы с плоским основанием, так как в
них обеспечивается равномерное распределение воздуха. При
наклонном основании воздух легче всего проходит там, где
толщина слоя материала минимальна. Это приводит к недо¬
статку воздуха в зонах с более толстым слоем материала.
18.2. Система фирмы «Полизиус»
Этот способ, как и система фирмы «Фуллер», основан на
делении основания силоса на секторы (рис. 18.6) [164].
Два противолежащих сектора и круг в центре основания
силоса (участки 1, 3, 5) аэрируются одновременно. Участок 5
аэрируется непрерывно. В остальные секторы в это время сжа¬
тый воздух не поступает. Через определенное время подача воз¬
духа автоматически переключается на секторы 2 и 4. В этой
В'
Рис. 18.5. Два усредни тельных
силоса сырьевой муки, объеди¬
ненные в блок для непрерыв¬
ной гомогенизации
Рис. 18.6. Последовательность
аэрации днища силоса при roi
могенизации сырьевой муки по
способу «Полизиус»
263
системе основание силоса поделено на девять секторов, к каж¬
дому из которых подводится различное количество воздуха.
18.3. Способ усреднения полосами
(объединения SKET/ZAB, ГДР)
На рис. 18.7 [169] показано разделение основания смеси¬
тельного бункера на пять полос. Полосы 1, 3 и 5, а также по¬
лосы 2 и 4 образуют две группы, каждая из которых занимает
50% аэрируемой поверхности. Переключение подачи воздуха
от одной группы к другой происходит автоматически; таким
Рис. 18.8. Кольцевая система
аэрирования днища силоса
*Рис. 18.7. Последовательность
аэрации «полосками» днища -
силоса при гомогенизации
сырьевой муки
I — главный клапан; II — ревер¬
сивный клапан; III—перепускной
(байпасный) клапан
образом, половина площади основания всегда активна. Пере¬
менное аэрирование приводит к постоянному перемещению
содержимого силоса и гомогенизирует смесь.
18.4. Гейзерный способ усреднения
Этот способ аналогичен предыдущему. Основание силоса
разделено на пять аэрируемых колец, как схематически пока¬
зано на рис. 18.8. Подача воздуха для перемешивания и аэриро¬
вания осуществляется в такой же последовательности, как и
при усреднении полосами.
18.5. Способы Мёллера
(фирма «Йоханнес Мёллер», Гамбург, ФРГ)
18.5.1. Способ гомогенизации сдвигом. Этот способ приме¬
няют при больших колебаниях содержания СаСОз (около
±5%). Основание силоса разделено на четыре равных аэри¬
264
рующих поля. Одно из полей периодически аэрируют мощным
потоком воздуха («активный воздух»), остальные три — менее-
интенсивно (так называемым «неактивным воздухом»). В ре¬
зультате возникают турбулентный восходящий поток воздуха,
и сырьевой муки над первым полем и нисходящее «сдвигаю¬
щее» течение над остальными (рис. 18.9 и 18.10).
Изготовитель отмечает следующее достоинство данного спо¬
соба гомогенизации: допускается значительная неоднородность
состава исходной смеси (±5%) при достаточной однородности1
готового продукта. К недостаткам относятся повышенные стои¬
мость и энергозатраты.
18.5.2. Гомогенизация в многоэтажных силосах. Этот способ-
применяют для гомогенизации сырьевой муки с незначитель¬
ными колебаниями состава (около ±1,5%), обычно после пред¬
варительной гомогенизации. Над крупным силосом для хране¬
ния сырьевой муки располагают много силосных ячеек. Они
заполняются последовательно, с перетеканием. После запол¬
нения одновременно открывают запорную задвижку и по аэро¬
желобам сырьевую муку подают в коллектор, где происходит
дополнительное перемешивание, а затем в силос для хранения-
(рис. 18.11).
Преимущества способа заключаются в пониженных энерго¬
затратах и снижении уровня неоднородностей материала при¬
мерно в 5 раз. Недостатки: требуется довольно однородный
исходный материал, кроме того, относительно высока стоимость-
строительства.
18.5.3. Непрерывная гомогенизация в силосе с конической
камерой. Этот метод применяют при высокой однородности
(около ±1%) исходной сырьевой муки, с обязательной предва¬
рительной гомогенизацией. Сырьевую муку сверху подают в:
силос на распределительную камеру, от которой радиально
расходятся аэрожелоба («распределительный паук»). Аэроже¬
лоба снабжаются воздухом от вращающегося распределителя,,
так что сырьевая мука равномерно распространяется по все¬
му сечению силоса, чем обеспечивается первая ступень гомоге¬
низации материала.
Для оптимизации профиля скоростей и аэрирования ниж¬
ней части силоса придается коническая форма. Вся свободная
поверхность его основания оборудована аэрирующими элемен¬
тами— разгрузочными пластинами (рис. 18.12 и 18.13). При
разгрузке силоса их аэрируют последовательно по кругу. Вто¬
рая ступень гомогенизации сырьевой муки обеспечивается при
ее перепуске через силосы. Заполнение и разгрузку каждого-
силоса проводят в заранее установленном ритме, со смещением
вдоль радиально расположенной группы силосов на 180° [170].
Этот способ позволяет снизить емкость силосов на 40—50%
по сравнению со способами, приведенными в разд. 18.5.1 и 18.5.2,.
так как запасные силосы используются и как смесительные.
265-
1266
>
Преимущества: значительное снижение стоимости строи¬
тельства, низкие энергозатраты, снижение неоднородности ма¬
териала на выходе в 5—10 раз. Недостаток: необходима повы¬
шенная степень однородности загружаемого материала.
Рис, 18.12. Силос с ко¬
нусной камерой для го¬
могенизации сырьевой
муки
/ — подача сырьевой смеси;
2— входной патрубок; J —
фильтр; 4 — индикатор пре¬
дельного уровня заполне¬
ния; 5— предохранительный
клапаи; 6 — пневматические
разгрузочные пластины; 7 —
аэрирующие элементы; 8 —
плунжерная воздуходувная
установка; 9—ротационный
воздухораспределитель; 10 —
разгрузочный клапан сило¬
са; И разгрузочное уст¬
ройство силоса; !2— конт¬
рольный регулятор Мёллера
18.6. Система с центральной камерой (1BAU, Гамбург, ФРГ)1
При этом способе непрерывного усреднения силос исполь¬
зуют одновременно и для хранения сырьевой муки (рис. 18.14).
Загрузка силоса с центральной камерой осуществляется одно¬
временно через несколько аэрожелобов для лучшей укладки-
различных слоев материала.
Усреднение происходит в процессе разгрузки бункера. Слои
материала 1 смешиваются благодаря образованию воронок 2.
Регулируя аэрацию секций днища 3 и разгрузку дистанционно-
управляемыми клапанами 4 и шиберами 5, можно обеспечить
последовательное образование воронок по всему сечению ма¬
териала. Необходимый воздух поступает от компрессора 6.
26 7
Рис. 18.13. Непрерывная го
могенизация в силосах с ко-
гнусными камерами
Рис. 18.14. Гомогенизацион-
ный силос с центральной ка¬
мерой (система 1ВА£/)
1 — слои материала; 2— воронки
в материале; 3 — аэрируемые сек¬
ции; 4 — клапаи; 5 — регулируемый
шибер контроля разгрузки; 6 —
центробежный компрессор; 7 —
центральный бункер; 8 — пылеуло¬
витель; 9 — шибер с регулируемым
сечением, пропорциональным углу
поворота; 10 — ленточные весы;
И — загружаемая сырьевая мука;
12 — гомогенизированная сырьевая
•мука .. .1
268
Выгрузку можно вести, одновременно открывая от двух до
шести шиберов и собирая в воронки от 40 до 60% материала.
Энергозатраты составляют 0,1—0,2 кВт-ч сырьевой муки.
в Угол открывания
Направление движения Угол открывания
материала.
Регулируемое папереч-
ное сечение
Проекция поперечного
сечения
Рис. 18.15. Шибер с регулируемым поперечным сечением, пропорциональным
углу поворота
Слева — технологическая схема; в центре — связь угловой апертуры а0 с площадью
проекции поперечного сечения S; справа — график функции а от S
-/•/
-Л7-7
BBS
“
■■
.1
Ж
Высота материала в силосе
15 ■/
✓
*
Эророект перемешивания
Рис. 18.16. Гомогенизирующая способность силосов с центральной камерой
системы IBAU (по коэффициенту гомогенизации)
Справа — зависимость коэффициента гомогенизации М от высоты И материала в силосе
Рис. 18.17. Вариации содержания СаСОз (Д7", %) на входе и выходе (систе¬
ма IBAU)
На рис. 18.14 показан смесительный силос с центральной
камерой, где сборный резервуар 7 с пылеулавливающим филь¬
тром 8 играет роль бункера над весовым ленточным дозатором.
Насос, питающий сырьевой мукой запечный теплообменник,
загружается материалом через дозатор или по обводной линии.
Для бесперебойного функционирования ленточного дозатора
269
шибер на выходе из резервуара обеспечивает регулировку по¬
перечного сечения потока материала. Последнее является ли¬
нейной функцией угла поворота шибера (рис. 18.15).
Усредняющая способность силоса с центральной камерой
зависит от числа силосов и степени их заполнения материалом
(рис. 18.16). Колебания содержания СаСОз в сырьевой муке
на входе и выходе показаны на рис. 18.17.
18.7. Способ гомогенизации в силосе
со смесительной камерой
(фирма «Клаудиус Петерс», Гамбург, ФРГ)
На основе опыта эксплуатации с квадрантной гомогенизаци¬
ей разработаны новые конструкции смесительных силосов.
Усреднение в силосе со смесительной камерой — непрерыв¬
ный процесс, применяемый при загрузке и разгрузке силоса или
только во время разгрузки.
Силос со смесительной камерой, входящий в состав гомо-
генизационной установки, служит одновременно и для хранения
материалов и в качестве буферной емкости для сглаживания
случайных и запланированных остановок подключенных агре¬
гатов. Плоское днище силоса разделено на аэрируемые секции
с радиальными желобами.
В центре днища расположена вентилируемая смесительная
камера (рис. 18.18), воспринимающая нагрузку от основного
объема материала в силосе. Усреднение начинается при за¬
грузке материала в силос. Проходя через веерный распредели¬
тель с аэрожелобами, сырьевая мука формирует горизонталь¬
ные слои.
Воздух низкого давления впускают в кольцевую секцию,
расположенную по периферии днища силоса. Эта частичная
аэрация создает псевдоожиженный слой материала, проходя¬
щий под основной массой неаэрированного материала через
отверстия в стенках внутрь смесительной камеры, где он сво¬
бодно расширяется. Избыток воздуха вытесняется в силос.
Этим создаются условия для аэрации следующего слоя мате¬
риала, лежащего над кольцевой секцией вдоль периферии дни¬
ща у стенки корпуса, и начинается течение материала по всему
горизонтальному сечению силоса. Попеременное аэрирование
секций приводит к усреднению материала под действием гра¬
витации, зависящему от сил внутреннего трения.
Обычно минимальная емкость силоса со смесительной ка¬
мерой должна соответствовать двух-трехдневной потребности
в сырьевой муке. Оптимальное отношение диаметра силоса к
высоте заполнения составляет от 1 :1,5 до 1 : 2.
Коэффициентом усреднения М называют отношение вариа¬
ций химического состава загружаемого и выходящего из сило¬
са материала. В данном случае получены следующие значения
этого коэффициента: при эксплуатации одного силоса М = 5:1,
270
при параллельной эксплуатации двух силосов М=9: 1, при па¬
раллельной эксплуатации трех силосов М= 13: 1.
На рис. 18.19 показан график распределения отклонений по
СаС03, полученный на основе практических данных за 24 ч, а
на рис. 18.20 — то же за 8 сут.
Силосы со смесительной камерой Петерса выполняются
одноэтажными и независимо от диаметра позволяют получить
дозированный поток материала через выпускной патрубок в
боковой стене. При высоком расположении днища разгрузка
может производиться также через днище. Имеется возможность
удаления материала из смесительной камеры на большом рас¬
стоянии от днища без возмущения радиальной симметрии пото¬
ков в основном объеме силоса. Использование объема силоса
271
\
тл-
80-
79-
78-
76-
75-
751 I , I I I I I ■ I | | I | I 1 1 1 1 1 1 1 L
2 9 6 8 Ю 12 19 16 18 20 22 29 25 28 30 32 39 36 38 50 т, г
Рис. 18.19. Вариации содержания СаС03 (Т, %) на входе (сверху) и выходе
(снизу) силоса емкостью 10 тыс. т во времени (т); М=11
272
Рис. 18.21. Гомогенизационный силос «Петерс» с центральной камерой'в со^
четании с загрузочным устройством запечного теплообменника
*
Рис. 18.20. Вариации содержания СаС03 (Т, %) на входе (сверху) н выходе
(снизу) из силоса при 70%-ном заполнении и вариациях питания от 200 до
230 т/ч во времени
13—394
27-3
при этом достигает 98%. Энергозатраты на непрерывное усред¬
нение и разгрузку составляют 0,15—0,3 кВт-ч/т.
Гомогенизация в силосе Петерса с крупной камерой. Для
снижения долговременных колебаний состава смеси, возмож¬
ных при усреднении в силосе со смесительной камерой, был
разработан силос непрерывного действия с гомогенизационной
камерой. Отличительным признаком новой конструкции явля¬
ется укрупненная цилиндрическая гомогенизационная камера,
расположенная на днище силоса (рис. 18.21).
Загрузку силоса выполняют через расположенные веером
аэрожелоба. Движение материала из периферийной кольцевой
зоны в гомогенизационную камеру происходит аналогично опи¬
санному выше. Аэрируемое квадрантное днище обеспечивает
оптимальное движение псевдоожиженного материала. Благо¬
даря образованию воронок в основном объеме силоса и заклю¬
чительному перемешиванию в гомогенизационной камере до¬
стигаются значения коэффициентов усреднения от 11:1 до 15:1
при удельных энергозатратах 0,5—0,6 кВт-ч/т. По данным изго¬
товителя, благодаря простой конструкции оборудования такой
силос стоит относительно дешево.
19. Топливо в цементной промышленности
В зависимости от агрегатного состояния различают твердое,
жидкое и газообразное топливо. Все три вида топлива находят
применение в цементной промышленности. К твердому топливу
относятся каменный и бурый уголь, торф, древесина и кокс.'
Каменный и бурый уголь применяется в цементных вращающих¬
ся печах и сушилках, а кокс — в шахтных печах. Наиболее рас¬
пространенным в цементной промышленности видом жидкого
топлива является нефть различных сортов, а газообразного —
природный газ. Применение технических газов ограничено.
На цементном заводе топливо расходуется для выполнения
следующих операций:
при сухом способе производства—83% на эксплуатацию пе¬
чей, около 14% на сушку сырьевых смесей, около 3% на сушку
угля;
при мокром способе производства — 96% на эксплуатацию
печей, около 4% на сушку угля.
В последнем десятилетии прошлого столетия в американской
цементной промышленности для сжигания во вращающихся пе¬
чах впервые была применена угольная пыль. За период с 1900
по 1910 г. Эдисон усовершенствовал способ сжигания угольной
пыли, что позволило значительно увеличить производительность
печей. Пылеугольные форсунки совершенствовались опытным
путем; теоретическое понимание процесса горения в основном
274
скорее следовало за практическими достижениями в этой обла¬
сти, нежели предшествовало им.
Одно время при производстве цемента почти везде применял¬
ся только уголь, что вызывало большие затраты на заработную-
плату. На современном уровне развития уголь в значительной
степени вытеснен нефтью и природным газом. Однако в связи с
нынешним нефтяным кризисом применение угля в качестве топ¬
лива в цементной промышленности ФРГ возросло с 2% в 1973 г.
до 6% в 1975 г. [142а].
Капитальные вложения в угольные шахты примерно в 20 раз
выше, чем при добыче эквивалентного количества нефти и при¬
родного газа. Эксплуатационные расходы при использовании
природного газа, кроме того, в 3—5 раз меньше, чем при приме¬
нении нефти. Доставка природного газа не требует специальных
транспортных средств, а стоимость газопроводов составляет
лишь небольшую часть стоимости железных дорог, необходи¬
мых для доставки угля. Капитальные затраты на газопроводы
окупаются в среднем за 3—5 лет. Однако при использовании
газопроводов цементная промышленность полностью зависит
только от одного поставщика.
Стоимость отделения для подготовки угля на цементном за¬
воде приближается к 15—20% стоимости всего оборудования.
Применение природного газа значительно выгоднее, так как не
требует оборудования для его подготовки и хранения.
Подготовка 1 т угля и помол до 8—10% остатка на сите
0,09 мм связаны со следующими энергозатратами, кВт-ч: суш¬
ка— 2,0, помол — 25,0, обеспыливание— 1,5, транспортировка и
прочее—5,0, потери трансформаторной подстанции — 2,5; ито¬
го 36 кВт-ч.
Несмотря на зависимость от теплоты сгорания угля, можно
в среднем принять, что отношение клинкер : уголь равно 4:1.
Таким образом, дополнительный расход энергии по сравнению
с природным газом составляет 36/4=9 кВт-ч на 1 т клинкера.
При переводе цементных заводов с угля на природный газ
возможно снижение стоимости производства цемента примерно
на 8—10%. Одновременно выработка цемента на одного рабо¬
чего возрастает на 6—8%.
Поскольку при сжигании природного газа и нефти практиче- 1
ски не образуется зола, проще приготовить подходящую сырье¬
вую смесь. Неоднородности химического состава смеси, связан¬
ные с колебаниями зольности угля-, полностью исключаются, что
повышает качество цемента.
В табл. 19.1 приведены данные о расходе трех видов топли¬
ва при производстве цемента в США при мокром и сухом техно¬
логических процессах.
В табл. 19.2 приведены данные о расходе различных видов
топлива на единицу массы цемента, произведенного в США в
1975 г.
18*
275
Таблица 19.1. Расход топлива в зависимости
от способа производства цемента (США, 1975 г.)
Способ производства
Показатель
мокрый
сухой
смешан¬
ный
Всего
Число цементных заводов
98
64
6
168
Производительность, 1000 кор. т
36413
25 179
2947
64 539
Доля, %
56,4
39,0
4,6
100,0
Расход топлива:
уголь, 1000 кор. т
4215
3182
171
7568
нефть1, 1000 кор. т
972
294
17
1283
природный газ, млрд. м3
3,0
1,2
0,3
4,5
1 Плотность нефти принята равной 62,43 фунта/куб. фут.
Таблица 19.2. Средний расход топлива на единицу массы цемента,
произведенного в США в 1975 г.
Вид топлива
Расход топлива
на 1 кор. т1
Расход тепла, ккал/кг
Уголь
471 фунт
1550
Нефть
372 фунта
1632
Природный газ
6365 куб. футов
1817
1 1 кор. т = 2000 фунтов = 907 кг.
В СССР около 60% выпускаемого клинкера обжигается с
использованием природного газа, что соответствует годовому
расходу газа 8 млрд. м3. Обжиг остальной части клинкера про¬
изводится примерно поровну на нефти и на угле [174а].
В ФРГ при производстве цемента в 1975 г. топливо расходо¬
валось следующим образом: из 33 млн. т цемента, выпущенных
за год, 72% обжигалось с использованием нефти, 22%—при¬
родного и промышленного газа (расход газа составил 769 млн.
м3) и 6% —угля [142а].
Каменный уголь, применяемый в цементной промышленно¬
сти, должен иметь теплоту сгорания Ни да 6500—7000 ккал/кг,
зольность 12—15%, содержание летучих компонентов 18—22%,
влажность в естественном состоянии — не более 12%.
В некоторых восточноевропейских странах широко применя¬
ют для обжига клинкера бурый уголь. Этот уголь имеет следу¬
ющие характеристики: Ни = 4800 ккал/кг, зольность 12%, содер¬
жание летучих компонентов 40—50%, тонкость помола — оста¬
ток 40% на сите 0,09 мм.
276
В ГДР успешно применяется топливная смесь, состоящая из
50—75% бурого угля и 50—25% каменного угля. В печах «Ле-
поль» сжигается смесь из 40% бурого и 60% каменного угля.
19.1. Твердое топливо (уголь)
Твердое топливо состоит из органических и минеральных со¬
ставляющих (табл. 19.3). Угольная зола может содержать 15—
21% А1203, 25-40% Si02, 20-45% Fe203, 1-5% СаО, 0,5—
1 % MgO и 2—8% S03. Содержание хлоридов в обычных видах
угля находится в пределах 0,01—0,1%, а в угле повышенной
зольности достигает 0,5%- Содержание фторидов доходит до
0,02%.
Таблица 19.3. Состав каменного угля и кокса
Компоненты
Каменный уголь,
%
Кокс, %
Органические1:
углерод С
60—92
80—90
водород Н
1—5
0,4—2
кислород О
2—14
—-
азот N
0,3—2
—
Минеральные:
сера S
0,5—4
0,4—1
зола
5—15
8—14
влага
2—15
1—1,5
1 Называя С, Н и О принадлежащими органической части угля, мы прене¬
брегаем их присутствием в виде карбонатов и кристаллизационной воды
в минеральной его части. (Прим. ред.)
В состав золы бурого угля входят 25—40% СаО, 3—10%
А1203, 0,5—5% MgO и до 40% S03. Кроме минеральных состав¬
ляющих бурый уголь также содержит соли (хлориды и сульфа¬
ты) и летучие компоненты, например кристаллизационную воду
в глинистых минералах, сульфатах (гипс) и солях, диоксид уг¬
лерода и триоксид серы в карбонатах и сульфатах.
Углерод, водород и сера представляют собой горючие компо¬
ненты; при горении они соединяются с кислородом воздуха и вы¬
деляют тепло. Чем выше доля горючих компонентов в топливе,
тем больше тепла выделяется при его сгорании. При оценке то¬
плива отмечают только содержание углерода и водорода. Сера,
хотя и горит, является нежелательным компонентом топлива,
так как при ее сгорании образуется диоксид серы S02. При сое¬
динении последнего с водой получается сернистая кислота
H2S03, которая вызывает коррозию металлических частей печи
и при выделении в атмосферу с отходящими газами разрушаю¬
щим образом действует на живую природу. Сера, остающаяся в
277
угольной золе, попадает в клинкер и снижает его качество. Од¬
нако необходимо отметить, что иногда полезно присутствие в
топливе небольшого количества серы для сульфатирования ще¬
лочных оксидов. Возникающие при этом сульфаты щелочных
металлов являются наиболее устойчивыми фазами, содержащи¬
ми серу; они покидают печь вместе с клинкером, снижая тем са¬
мым кругооборот щелочей в печном агрегате. Только избыток
серы может приводить к значительным выделениям S02 из це¬
ментной печи [249]. Нежелательными составляющими топлива
являются зола и влага, называемые топливным балластом.
В процессе обжига зола почти полностью абсорбируется клин¬
кером. Поэтому при расчете химического состава сырьевой сме¬
си необходимо учитывать химию золы.
При сушке угля не следует забывать, что полностью высу¬
шенный уголь трудно воспламеняется. Как известно, углерод не
реагирует непосредственно с атмосферным кислородом; сжига¬
ние до СО и С02 протекает по цепному механизму, при котором
углерод вначале вступает в реакцию с более активным радика¬
лом ОН. Поэтому для воспламенения топлива требуется присут¬
ствие небольшого количества водяного пара. Следовательно,
уголь нельзя пересушивать. Влажность размолотого угля 1 —
1,5% оптимальна для его воспламенения.
19.1.1. Летучие компоненты. Для классификации угля важ¬
ное значение имеет содержание в нем летучих компонентов. По¬
тери массы при дегазации угля без доступа воздуха представля¬
ют содержание летучих компонентов.
Угли молодых геологических формаций по сравнению с угля¬
ми более древних формаций содержат большее количество кис¬
лорода, водорода и азота, и в процессе горения эти элементы и
их соединения выделяют больше летучих составляющих.
От содержания летучих компонентов зависит длина пламени
при сжигании угля на колосниковой решетке. Угли с высоким
содержанием летучих компонентов дают на колосниках длинный
факел, и поэтому их называют длиннопламенными; угли с низ¬
ким содержанием летучих компонентов образуют короткий фа¬
кел и называются короткопламенными.
Однако свойства угля меняются при сжигании его в виде
угольной пыли во вращающихся печах. Длиннопламенные уг¬
ли, подаваемые в виде пыли в горячую вращающуюся печь, рас¬
падаются с большой скоростью. Летучие компоненты газифици¬
руются и немедленно сгорают, а разделившиеся частицы кокса
получают высокую пористость; это способствует интенсивному
и полному доступу кислорода, что приводит к быстрому сгора¬
нию кокса. Рассмотренные особенности ускоряют процесс горе¬
ния, локализуя его на коротком участке вращающейся печи,
благодаря чему образуется короткий факел.
Короткопламенные угли содержат мало летучих компонен¬
тов и при сжигании во вращающейся печи распадаются мед-
278
Ч
.ленно. Вследствие низкого содержания летучих компонентов
•они горят медленнее, на более длинном участке печи создают
более плотный кокс. В результате так называемый короткопла¬
менный уголь при применении во вращающихся печах в виде
угольной пыли образует длинный факел.
Оптимальное содержание летучих компонентов в угле при
сжигании его в порошкообразном состоянии равно 18—22%. Од¬
нако, если подобрать соответствующую тонкость помола, мож¬
но успешно сжигать во вращающихся печах уголь с низким со¬
держанием летучих веществ.
19.1.2. Анализ угля. Для классификации угля применяют
анализы двух видов:
а) приближенный анализ, который заключается в определе¬
нии количества влаги, летучих компонентов, углерода и золы;
■он предназначен для быстрой ориентировочной оценки;
б) элементарный анализ, предназначенный для точного рас¬
пета процесса горения; он включает количественное определе¬
ние влаги, углерода, водорода, серы, кислорода, азота и золы.
19.1.3. Теплота сгорания. Важнейшим свойством топлива яв¬
ляется теплота сгорания, т. е. количество тепла, выделяемое 1 кг
топлива (1 м3 газообразного топлива) при сжигании в печи. Те¬
плоту сгорания топлива измеряют исключительно с помощью
калориметров: расчет теплоты сгорания по данным элементар¬
ного анализа позволяет получить только ориентировочное зна¬
чение.
Низшая теплота сгорания, стандартизуемая в европейской
практике, учитывает потери тепла на испарение влаги, содержа¬
щейся в топливе, а также воды, образующейся при горении во¬
дорода. Это тепло может быть снова выделено при конденсации
водяных паров в процессе охлаждения продуктов горения. Одна¬
ко, если температура отходящих газов печи превышает 100° С,
теплота испарения (539 ккал/кг воды) не может быть использо¬
вана для работы печи. Если в топливе не содержатся влага и
водород, то низшая теплота сгорания равна высшей, стандарти¬
зуемой в США. Для перехода от высшей теплоты сгорания Н0
к низшей Ни можно пользоваться следующей формулой:
Ни ~ Но — (IV + ?w) R'
где Vw — количество воды, кг, выделяющееся при сжигании 1 кг твердого
или жидкого топлива или 1 м3 газа; Fw — влага, кг, содержащаяся в 1 кг
топлива; R — теплота испарения воды (539 ккал/кг при 100 °С).
Расчет теплоты сгорания (ккал/кг) угля, по данным элемен¬
тарного анализа, можно провести с помощью формулы Дю-
донга:
Нц = 80,8С + 287 (Н2 — ^-j + 22.45S — W,
где С —углерод, %; S —сера, %; Н2 — водород, 02 — кислород, %;
W — влага, %.
279
19.1.4. Теплота сгорания и расход тепла. Для обеспечения
экономичной эксплуатации печей теплота сгорания должна
составлять около 7000 ккал/кг. Уголь с более низкой теплотой
сгорания повышает удельный расход тепла при обжиге клинке¬
ра и снижает удельную производительность вращающихся пе¬
чей [174, Ь, с].
19.1.5. Термохимические реакции и объем газов. При горе¬
нии С, Н и S протекают следующие термохимические реакции.
1. Реакция горения углерода
С -р 02 = С02 -{- 97 600 кал,
или
1 кгС + 2,666кг 02 = 3,666кгС02 -р 8100 ккал.
При недостаточной подаче кислорода углерод сгорает с вы¬
делением моноксида углерода по уравнению
С + V202 = СО,
или
1 кг С -р 1,33 кг 02 = 2,33 кг СО -р 2400 ккал.
Таким образом, теплота сгорания снижается до 8100—2400==
= 5700 ккал/кг С. Это указывает на необходимость избытка воз¬
духа для предотвращения неполноты сгорания топлива.
2. Реакция горения водорода
2Н2 -р 02 = 2Н30,
ИЛИ
1 кгН2 -р 8 кг 02 = 9кгНгО-р 2 8 641 ккал ).
При конденсации образующихся водяных паров выделяется
Но—33 492 ккал тепла.
3. Реакция горения серы
S -р 02 =- so2,
или
1 кг S -р 1 кг 02 = 2 кг S02 -р 2210 ккал.
В интервале температур 400—1200° С 1—5% S02 окисляется
в S03:
S02 -р V202 = S035
или
1 кг S02 -р 0,25 кг 02 = 1,25 кг SO3.
Переход от единиц массы к объемам газов и наоборот может
быть выполнен с помощью табл. 19.4.
19.1.6. Температура воспламенения угля. Температурой вос¬
пламенения называют температуру поверхности частиц топли¬
ва, при которой скорость реакции горения обеспечивает непре-
280
Таблица 19.4. Масса и объем газов во вращающихся печах
(при 0° С и 760 мм вод. ст.)
Газ
Формула
Масса, г/л
Объем, л/г
Воздух
_
1,2928
0,7735
Моноксид углерода
СО
1,2504
0,7997
Диоксид углерода
сог
1,9768
0,5059
Азот
N3
1,2507
0,7995
Кислород
о2
1,4290
0,6998
Диоксид серы
so2
2,9266
0,3417
Водяной пар
Н20
0,8035
1,2444
CF оС
m2 боо
332 500
75? 400
572 300
392 200
212
32
100
*
т
-
22
В
ш
т
N- 0,2
/V” 70
0,03 0,08 0,ВОЗ J1J/J
170 200 230 ASTM
Рис. 19.1. Зависимость темпера¬
туры воспламенения угольной пы¬
ли от тонкости помола
Рис. 19.2, Зависимость време¬
ни горения т от размера ча¬
стиц угольной пыли D
рывное сжигание. Для достижения температуры воспламенения
необходим определенный промежуток времени, называемый вре¬
менем воспламенения. Температуру и время воспламенения мо¬
жно регулировать, изменяя тонкость помола угля. На рис. 19.1
показана зависимость температуры воспламенения от тонкости
помола угля. Верхний предел относится к антрациту, нижний —
к так называемым газовым углям с высоким содержанием ле¬
тучих компонентов [171].
На диаграмме видно, что температура воспламенения уголь¬
ной пыли находится в пределах 200—550° С, а тонкость помола
оказывает большее влияние на воспламенение угля, чем содер¬
жание летучих компонентов.
Угольная пыль и воздух должны быть нагреты до темпера¬
туры воспламенения. При 20% избытка воздуха для его подо¬
грева требуется около 90% тепла, расходуемого на воспламене¬
ние; только 10% тепла затрачивается на подогрев угольной
пыли.
281
19.1.7. Время горения. 4eiM быстрее отводятся продукты го¬
рения и замещаются свежим воздухом, тем быстрее сгорают ча¬
стицы угольной пыли. Чтобы выполнить этн условия, требуется
высокий перепад скоростей воздуха и частиц угля. Процесс го¬
рения состоит из двух фаз: удаления летучих и сгорания твер¬
дых составляющих, т. е. кокса. На основе формулы, предложен¬
ной Гумцем [172], построена диаграмма времени горения
частиц угольной пыли диаметром от 0,02 до 0,5 мм при темпера¬
туре горения от 900 до 1500° С (рис. 19.2).
19.1.8. Теплоотдача факела горения угля. Продукты горения
топлива или газы факела отдают свое тепло в окружающую
среду в основном путем излучения и только в малой степени —
путем прямого контакта с обжигаемым материалом, т. е. конвек¬
цией.
Обычно только часть вращающейся печи (около 13% ее объ¬
ема) заполнена, поэтому значительная доля тепла переходит на
футеровку печи и лишь небольшая часть — непосредственно на
обжигаемый материал.
Закономерности излучения тепла твердыми частицами не мо¬
гут быть прямо перенесены на излучение факела. Излучение фа¬
кела занимает не весь возможный спектральный диапазон. Од¬
но- и двухатомные газы, такие, как азот и кислород, совершенно1
прозрачны в инфракрасном диапазоне, и их тепловое излуче¬
ние равно нулю. Следовательно, эти газы в факеле являются
балластом. Газы с большим количеством атомов, например па¬
ры Н20, С02, S02, напротив, дают значительное тепловое излу¬
чение, так как их полосы поглощения расположены в инфракрас¬
ном диапазоне спектра. Например, С02 излучает в диапазоне
волн следующих длин, мкм=Д0~в м: Я = 2,64—2,84; 4,13—4,47 и
13,0—17,0. Водяной пар имеет пять полос поглощения с волна¬
ми следующих длин: А=1,36; 1,85; 2,70; 5,90 и 19,60 мкм.
Зависимость излучения газов от абсолютной температуры Т
также отличается от аналогичной зависимости для твердых тел.
Для С02 излучение пропорционально Т3-5, для водяного пара —
Г3, в то время как по закону Стефана—Больцмана для твердых
тел оно пропорционально Т4.
Поэтому при прочих равных условиях интенсивность излуче¬
ния пылеугольного факела возрастает с увеличением:
содержания С02 в газах факела;
содержания Н20 в газах факела;
содержания пыли, суспендированной в газах факела.
Шак [173] разработал формулы для расчета количества те¬
пла, излучаемого С02 и Н20. Из них вытекают следующие тре¬
бования, направленные на улучшение теплоотдачи газов в зоне
спекания:
повышение температуры факела;
повышение концентрации С02 и Н20-;
повышение диаметра печей до максимальных пределов.
282
19.1.9. Продукты горения. График на рис. 19.3 показывает
объем газов в м3, выделяющихся при сжигании 1 кг угля с теп¬
лотой сгорания от 5000 до 9000 ккал/кг при избытке воздуха
10%. График построен на основе данных анализа 30 сор¬
тов американского угля. Расчет температуры факела см. в
разд. 19.2.
19.1.10. Подготовка угля. При подготовке и помоле угля не¬
обходимо принять меры по предотвращению взрыва угольной
пыли. Взрыв происходит при наличии следующих факторов:
взрывоопасная концентра¬
ция угольной пыли в газовой
смеси;
достаточное количество
кислорода в газовой смеси;
достаточная тепловая энер¬
гия.
Теоретически для предот¬
вращения взрыва угольной
пыли достаточно исключить
один из трех названных фак¬
торов. Однако на практике
исключают два, а по возмож¬
ности, и все три фактора.
Концентрация угольной пы¬
ли. Для каменного угля взры¬
воопасный диапазон концент¬
раций лежит между 150 г
(нижний предел) и 1500 г
(верхний предел) на 1 м3 воз¬
духа при нормальных услови¬
ях. Эти пределы могут коле¬
баться в зависимости от со¬
держания летучих компонентов и тонкости помола угля. Тон¬
кость помола угольной пыли для указанных предельных значе¬
ний соответствует 10—15% остатка на сите 0,088 мм. Помольно¬
сушильные установки для подготовки угля эксплуатируются
при концентрации угольной пыли, превышающей верхний взры¬
воопасный предел.
Кислород в газовой смеси. Концентрация кислорода в по¬
мольно-сушильных агрегатах не должна превышать 14%. Для
снижения концентрации часть отходящих газов приходится ре¬
циркулировать. Опасные ситуации в отношении концентрации
02 иногда возникают при запуске установок. При снижении кон¬
центрации 02 повышается нижний и понижается верхний взры¬
воопасный предел концентрации пыли, что сужает взрывоопас¬
ный диапазон.
Достаточная тепловая энергия. Тепловая энергия, необходи¬
мая для начала взрыва, может происходить из трех источников:
Рис. 19.3. Зависимость объема про¬
дуктов горения 1 кг угля V (при
10% избытка воздуха) от его теп¬
лоты сгорания Ни
283
самовозгорание угля; перегрев угля при сушке слишком горя¬
чими газами; перегрев деталей оборудования.
19.1.11. Сушка угля. Сушка угля, содержащего 15—40% вла¬
ги, обычно осуществляется в сушильных барабанах такого же
типа, как и сушка сырьевых материалов. Температура горячих
газов, поступающих в помольно-сушильную установку, не дол¬
жна превышать 350° С, поэтому сушка угля связана с более вы¬
соким удельным расходом тепла, чем сушка цементных сырье¬
вых материалов.
Температура газов, выходящих из сушильного барабана,
должна составлять около 120° С, а температура высушенного
угля — около 70° С.
Удельный паросъем при сушке угля в барабанах составляет
25—35 кг водяного пара на 1 м3 объема сушилки в 1 ч. При суш¬
ке угля в сушильных бара¬
банах расход тепла прини¬
мают равным 1500 ккал/кг
воды.
Сушка угля прекраща¬
ется при остаточной влаж¬
ности 1,0—1,5%.
19.1.12. Помол угля. Для
помола угля применяют как
роликовые (валковые), так
и трубные мельницы. Тон¬
кость помола угля должна
соответствовать 1,5—2,0%
остатка на сите № 02 (900
ячеек на 1 см2, 200 мкм) и
15% остатка на сите № 009
(4900 ячеек на 1 см2,
88мкм). Как правило, чем
короче вращающаяся печь,
где сжигают уголь, тем тоньше его измельчают.
Расход энергии на помол угля находится в пределах 10—
30 кВт-ч/т. Рост влажности угля существенно снижает произ¬
водительность мельницы. Эта зависимость схематически пред¬
ставлена на рис. 19.4.
19.1.13. Способы работы угольных мельниц. В зависимости
от расположения угольной мельницы по отношению к вращаю¬
щейся печи имеются два принципиально различных способа ра¬
боты.
Мельница прямого действия. Продукт такой мельницы пода¬
ют прямо во вращающуюся печь, и режим ее работы должен
соответствовать режиму работы печи.
Капитальные затраты на мельницу прямого действия при¬
мерно на 40% ниже, чем на аналогичную установку с подачей
топлива в печь через промежуточный бункер.
Рис. 19.4. Зависимость удельного рас¬
хода электроэнергии Е на помол, кВт-ч/т,
и производительности трубной мельницы
Q от влажности угля W
284
Однако зависимость работы печи от мельницы прямого дей¬
ствия иногда является отрицательным фактором.
Такая мельница усложняет контроль за факелом горения то¬
плива. Водяной пар из угля вместе с высушенным углем вдува¬
ется прямо во вращающуюся печь, что снижает температуру
факела. Считается, что каждый процент влаги угля снижает
температуру факела на 10—14° С. Это уменьшает производи¬
тельность печи. Из практики известно, что повышение темпера¬
туры факела на 10° С соответствует увеличению производитель¬
ности печи не менее чем на 1%.
На рис. 19.5 показана технологическая схема мельницы пря¬
мого действия. На рис. 19.6 представлена аналогичная установ¬
ка с пневмотранспортом готового продукта шаровой мельницы,
Рис. 19.5. Угольная мельница прямого действия
1 — валковая мельница; 2 — весовой ленточный питатель; 3—бункер исходного угля;
4 — регулятор тяги; 5 — дополнительный воздухонагреватель; $—пылеотделитель; 7 —
клинкерный холодильник; 8 —- вращающаяся печь
причем тепло для сушки поступает с горячего конца вращаю-
щейся печи, оборудованной планетарным холодильником. Та¬
кая мельница обладает обычными недостатками мельницы пря¬
мого действия.
Эти недостатки могут быть ликвидированы при применении
помольно-сушильной установки, показанной на рис. 19.7. Меж¬
ду циклонным пылеосадителем 6 и вентилятором первичного
воздуха 8 на мессдозах давления устанавливается загрузочный
бункер, емкость которого рассчитана на несколько часов рабо¬
ты установки. Мессдозами контролируют питание мельницы.
Угольная пыль подается в печь с помощью шнекового питателя.
Аспирационный воздух мельницы вдувается в печь в качестве
первичного воздуха.
Центральная помольная установка с подачей топлива через
бункер. Производительность центральной помольной установки
значительно выше потребности печи в угле. Поэтому образует-
285
-ся запас угольной пыли, благодаря чему центральным помоль¬
ным установкам иногда отдают предпочтение.
На рис. 19.8 схематически представлена центральная помоль-
«ая установка для угля.
Тис. 19.6. Угольная мельница прямого действия типа «Тиракс» фирмы «Смидт»
/ — бункер исходного угля; 2 — весовой ленточный питатель; 3 — мельница с пневмо¬
транспортом готового продукта (типа «Тиракс»); 4 — дополнительный воздухонагрева¬
тель; 5 — воздушный сепаратор; 6 — циклон; 7— циркуляционный вентилятор; 8 — вен¬
тилятор первичного воздуха; 9 — вращающаяся печь; 10 — планетарный холодильник
(типа «Унакс»)
fO-CL
’Рис. 19.7. Помольная установка для угля фирмы «Смидт» с мельницей полу¬
прямой) действия
.1 — бункер исходного угля; 2 — весовой ленточный питатель; 3 — мельница с пневмо-
транспортом готового продукта (типа «Тиракс»); 4 — вспомогательный воздухонагрева¬
тель; 5 — воздушный сепаратор; 6—циклон; 7—циркуляционный вентилятор; 8 — вен¬
тилятор первичного воздуха; 9 — вращающаяся печь; 10 — планетарный холодильник
типа «Уиакс»; 11 — загрузочный хоппер (буферный бункер)
286
На рис. 19.9 показана аналогичная центральная помольная
установка с трубной мельницей типа «Тиракс» (фирма «Смидт») .
Тепло для сушки здесь также поступает с горячего конца печи.
Мельницы, показанные на рис. 19.7—19.9, представляют со¬
бой шаровые мельницы с большими входными сечениями и пнев¬
мотранспортом готового продукта, позволяющие высушивать
уголь с естественной влажностью до 20%.
Эти мельницы имеют одну сушильную и две помольные ка¬
меры и работают в замкнутом цикле с сепаратором. Для увели*
19.8. Центральная помольная установка для угля
/ — валковая мельница; 2—весовой ленточный питатель; 3 — регулятор тяги; 4 — бун-
кер исходного угля; 5 — вытяжной вентилятор; 6 — электрофильтр; 7— дополнительный'
воздухонагреватель; 8—циклон; 9—клинкерный холодильник; 10 — вращающаяся печь;
11— вентилятор первичного воздуха; 12 — регулятор тяги первичного воздуха; 13 — бун¬
кер молотого угля; 14 — ячейковый питатель; 15 — циклон
Рис. 19.9. Центральная помольная установка для угля с шаровой мельницей*
бункер исходного угля; 2 —весовой ленточный питатель; 3 —мельница с пневмо¬
транспортом готового продукта (типа «Тиракс»); 4—дополнительный воздухонагрева¬
тель; 5 — воздушный сепаратор; 6 — циклон; 7 — циркуляционный вентилятор; 8 — вен¬
тилятор первичного воздуха; 9 — вращающаяся печь; 10 — планетарный холодильник;
11 — буикер молотого угля; 12 — пылеуловитель
287
Таблица 19.5. Угольные мельницы (фирма «Смидт»)
Размеры мельницы
DX (L+ ТУ, м
Частота
вращения,
об/мин
Мощность
двигателя,
кВт
Стандартная
производи¬
тельность,
т/ч
Мелющая
загрузка, т
Масса мель¬
ницы для
расчетов, т
1,8 X (2,9-f 1,2)
22,6
75
4,2
7,7
22,9
1,8 X (3,4 -f 1,6)
22,6
92
4,8
9,1
25,6
1,8 X (3,9 + 2,0)
22,6
110
5,6
10,6
27,2
2,0 X (3,9 + 2,0)
21.6
132
7,3
12,6
30,2
2,2 X (3,9 + 2,0)
20,0
166
9,2
15,9
35,9
2,4 X (3,9 + 2,4)
19,8
221
12,0
19,2
42,2
2,6 X (3,9 + 2,4)
18,6
258
14,2
21,8
49,2
2,8 X (3,9 + 2,4)
17,8
330
18,0
26,4
60,8
3,0 X (4,4+ 2,8)
17,2
405
22,2
31,8
73,9
3,2 X (4,4+ 2,8)
16,6
500
28,0
39,3
83,4
1 D— диаметр, L, Т — длина соответственно помольной и сушильной камеры.
Рис. 19.10. Сушильно-помольная установка для угля типа «Тиране»
(фирма «Смидт»)
288
чения объема воздуха входной конец мельницы опирается на
скользящий башмак, а выходная цапфа — на подшипник сколь-
1 жения (рис. 19.10).
Фирма «Смидт» разработала стандартную серию помольно-
сушильных агрегатов для помола 4—30 т сухого угля в 1 ч
(табл. 19.5). Данные о производительности мельниц относятся
к углю нормальной размалываемости при работе в замкнутом
цикле с воздушным сепаратором. Крупность зерен загружаемо¬
го материала не должна превышать 15 мм при максимальной
влажности до 10%. Помол производится до 12—15% остатка
на сите 0,09 мм.
19.2. Жидкое топливо (мазут)
Важнейшим свойством жидкого топлива является способ¬
ность сгорать в жидком состоянии. Жидкое топливо состоит из
четырех основных групп углеводородов: парафинов, олефинов,
нафтенов и ароматических соединений.
Основные виды жидкого топлива: минеральное нефтяное ма¬
сло (из сырой нефти), каменноугольное масло (смоляные фрак-
I ции перегонки каменного угля), буроугольное масло (смоляные
' фракции перегонки бурого угля).
В состав жидкого топлива входят 85—90% углерода, 5—10%
водорода и 3—4% кислорода, азота и серы. В некоторых сортах
жидкого топлива содержание серы достигает 3%. Несмотря на
значительный разброс вязкости жидкого топлива, его низшая
теплота сгорания лежит в узких пределах: 8500—10 000 ккал/кг.
19.2.1. Вязкость. Основной характеристикой жидкого топли¬
ва является вязкость. Вязкость измеряется в абсолютных и от¬
носительных системах единиц. В Европе применяют шкалу Энг-
лера, в Англии вязкость измеряют в секундах Редвуда, а в
США — в секундах Сейболта. В абсолютной системе единиц ди¬
намическая вязкость измеряется в пуазах, а кинематическая
вязкость — в стоксах. Например, I сантистокс соответствует
вязкости воды при 15° С. Градусы Энглера показывают время
вытекания масла по отношению к воде; жидкое топливо с вяз¬
костью 100 градусов Энглера требует в 100 раз больше времени
на вытекание, чем вода.
Жидкое топливо высокой вязкости значительно дешевле, но
^ требует подготовки я применения подогревательных устройств
для снижения вязкости.
В табл. 19.6 приведено сравнение различных шкал вязкости.
Вязкость определена при следующих температурах: для еди¬
ниц Редвуда — 100°F (37,4°С), Сейболта — 70°F (21°С), для
тяжелого нефтяного масла (№ 6 по ASTM) Сейболт-Фурол —
122°F (50°С) и Сейболт-Универсал — 210°F (99°С).
При увеличении температуры вязкость жидкого топлива
снижается и при температуре около 120° С принимает постоян¬
ное значение. Поэтому бесполезно подогревать топливо выше
19—394
289
Таблица 19.6. Сравнение единиц вязкости
Градусы
Энглера, °Е
Саитистоксы,
сСт
Секунды Сейбол-
та-Уииверсал
SUS
Секунды Сейбол-
та- Фурол SFS
Секунды
Редвуда R"
3,0
20,6
100
15
89
4,8
34,2
160
20
145
8,8
65,0
300
32
292
14,0
108
500
52
438
23,0
173
800
81
800
43,0
324
1500
150
1400
87,0
648
3000
300
2800
чем до 120° С с целью снижения его вязкости и улучшения рас¬
пыления в форсунке.
19.2.2. Плотность, типичный состав и свойства жидкого топ¬
лива. Плотность жидкого топлива обычно равна 1 г/см3 при
15° С. Плотность, найденную при другой температуре, пересчи¬
тывают на 15° С с учетом коэффициента объемного расширения
0,00065° С.
В цементной промышленности США наиболее распростра¬
ненным топливом является мазут № 6 (фирма «Хамбл Ойл Энд
рифайнинг»). Он имеет следующие характеристики:
Цвет черный
Плотность при 15° С 0,9861
Вязкость, сСт, при 38° С 360,0
Вязкость при 50° С, сек Сейболт-Фурол ' . . . 170
Точка текучести, °F 65
Температура перекачивания, °F 100
Температура распыления, °F 200
Углеродный остаток, % 12,0
Сера, % макс. 2,8
Кислород и азот, % 0,92
Водород, % 10,5
Углерод, % 85,70
Осадок и вода, % макс. 2,0
Содержание золы, % 0,08
Высшая теплота сгорания Но, Btu/галлон (Btu/фуит)1 ...... 150 000
(18000)
Следует отметить, что американские нормы по жидкому топ¬
ливу (ASTM 396-64Т) не содержат никаких ограничений отно¬
сительно содержания серы.
Требования к наиболее распространенным в ФРГ типам жид¬
кого топлива изложены в нормах DIN 51603 (1963 г.). Различа¬
ют пять сортов жидкого топлива: 1) мазут EL — очень легкий;
2) мазут L — легкий; 3) мазут М — средний; 4) мазут S — тяже¬
лый; 5) мазут ES — очень тяжелый.
Мазуты L и М являются продуктами переработки каменного
и бурого угля, а мазуты EL и S — продуктами переработки неф-
1 1 галлон США=3,78 л; 1 британская тепловая единица В tu=0,252 ккал.
290
Таблица 19.7. Характеристики мазута S по D1N 51603
и их средние значения
Характеристика
DIN 51603
Средние значения
Плотность при 15° С, г/см3
Определяется
0,94
Точка воспламенения, °С
мии, 65
90—140
Вязкость при 50° С, сСт (Е)
макс. 450(59)
190—365
(25-50)
Вязкость при 100° С, сСт (Е)
макс. 40(5,3)
12-28(2—4)
Коксовый остаток по Коирадсоиу, %
макс. 15
6—10
Сера, %
макс. 2,8
1,0—2,5
Содержание влаги, %
макс. 0,5
0,1—0,3
Низшая теплота сгорания Ни, ккал/кг
мин. 9500
9750(17 270)
(Btu/фунт)
(17123)
Зола, %
макс. 0,15
0,01—0,06
Осадок, %
0,5
0,1
Углерод, %
—
86,5
Водород, %
—
11,5
Кислород и азот, %
—
0,5
Теоретический расход воздуха, м3/кг
(куб. фут./фунт)
10,8(173)
Объем продуктов горения, м3/кг (куб.
фут/фунт)
11,3(181)
Диоксид углерода, %
15,7
Водяной пар, %
1,3
ти. Для вращающихся печей цементной промышленности приме¬
няется преимущественно мазут S, а также в зависимости от
местных условий мазуты L и М.
Для улучшения распыляемости в форсунке мазут S должен
быть предварительно подогрет до 120° С, а мазуты L и М — до
80° С.
В табл. 19.7 приведены соответствующие нормам DIN 51603
характеристики мазута S, наиболее распространенного в це¬
ментной промышленности ФРГ.
19.2.3. Теплота сгорания. В странах с метрической системой
мер теплота сгорания нефтяных масел Ни определяется в
ккал/кг. Теплота сгорания зависит от плотности; при снижении
плотности она повышается, так как более легкая нефть содер¬
жит больше водорода. Теплота сгорания тяжелого жидкого то¬
плива колеблется в незначительных пределах.
Для каждого топлива нельзя определить теплоту сгорания по
формуле Дюлонга или по аналогичным формулам, которые не
учитывают затрат тепла на диссоциацию соединений в процес¬
се горения. Эти затраты (теплота диссоциации) представляют
собой энергию, которая необходима, чтобы разложить молеку¬
лы, входящие в состав топлива, на отдельные элементы, способ¬
ные вступить в реакцию; она является разностью между суммой
тепла от сгорания отдельных элементов, содержащихся в топли¬
ве, и тепла от сжигания их соединений.
19*
291
Высшую теплоту сгорания определяют с помощью калори¬
метрической бомбы. Для расчета применяют следующую фор¬
мулу:
Hjj = Н0 — 52,1 • % Н2 (ккал/кг).
Удельная теплоемкость жидкого топлива в интервале от на¬
ружной температуры до температуры распыления составляет
0,5 ккал/(кг-°С).
Если известны плотность и содержание серы, то теплота сго¬
рания Ни может быть найдена по следущей приближенной фор¬
муле:
Hv = 12958 — З228£>13 — S-70 (ккал/кг),
где Dis — плотность при 15°С, кг/дм3; S — содержание серы в мазуте, %.
Каждый процент серы снижает теплоту сгорания топлива на
70 ккал/кг.
Не следует смешивать жидкое топливо разных сортов, так
как это часто приводит к образованию хлопьев, препятствующих
нормальной работе.
Для удаления из жидкого топлива ванадия, серы и других
вредных компонентов применяют добавки, которые образуют с
указанными примесями эмульсии. В ФРГ для этой цели добав¬
ляют к топливу легко удаляемые «Весколин» и «Ванафаг» в со¬
отношении 1:1000.
19.2.4. Температура факела. Теоретическую температуру фа¬
кела горения жидкого топлива можно определить по формуле
Q
Ттеор = рГ-gr- ,
где Q — теплота сгорания топлива, ккал/кг; Го — объем продуктов горения,
м3/'кг; Ср — удельная теплоемкость продуктов горения.
Если, например, для мазута S подставить значения из табл.
19.7 и принять Ср = 0,40 при температуре около 2000° С, то полу¬
чим следующую теоретическую температуру факела:
9750
= IT^Jo = 2157° с= 3914°F-
На рис. 19.11 приведена диаграмма, по которой можно опре¬
делить теоретическую температуру факела горения жидкого то¬
плива в зависимости от избытка воздуха и температуры вторич¬
ного воздуха при низшей теплоте сгорания Ни=9765 ккал/кг,
плотности 0,96 кг/дм3 и содержании серы 2% [174].
19.2.5. Подготовка жидкого топлива. Мазут, доставленный
на цементный завод различными транспортными средствами, с
помощью системы разгрузочных насосов подают в резервуар
для хранения. При необходимости эта же разгрузочная система
насосов оборудуется также устройствами для подогрева мазута,
292
находящегося в автоцистернах, чтобы ускорить их разгрузку.
Емкость резервуара для хранения топлива на цементном заводе
зависит от расхода жидкого топлива и местных условий его
транспортировки. Применяют резервуары емкостью от 1000 до
10 000 м3 и более. При значительном удалении топливного ре-
Рис. 19.11. Теоретическая температу¬
ра t факела жидкого топлива в зави¬
симости от коэффициента избытка
воздуха а и температуры вторичного
воздуха t!
зервуара от печной установки
между ними устанавливается
промежуточный резервуар, ем¬
кость которого должна соот¬
ветствовать 24-часовому рас¬
ходу топлива.
Рис. 19.12. Резервуар для хранения
жидкого топлива с выпускным подо¬
гревателем
Перекачиваемость и способность топлива к распылению в
форсунке печи во многом зависят от его влажности, что уже от¬
мечалось выше.
Для подогрева жидкого топлива обычно применяют теплоно¬
сители трех различных типов: водяной пар, жидкие теплоноси¬
тели и электрический ток. Как правило, осуществляется местный
подогрев топлива возле выпускного отверстия (рис. 19.12).
Крупные резервуары для хранения жидкого топлива обору¬
дуются несколькими (до четырех) выпускными подогревателя¬
ми со спиралью накаливания мощностью около 75 кВт каждый.
Чтобы обеспечить перекачиваемость топлива, необходимо его
подогреть хотя бы до 30—50° С. При этой же температуре осу¬
ществляется подача топлива в топливные, перекачивающие и
нагревательные установки.
Поскольку на цементных заводах не всегда доступен водя¬
ной пар, для подогрева топлива требуется специальный паро¬
вой котел, обычно с электрическим отоплением. Однако необхо¬
димость обслуживания небольшой котельной установки, хими¬
ческой обработки воды для питания котла, отвода конденсата
и т.д. обусловливает нецелесообразность применения пара для
указанных целей. Например, для нагрева мазута от 50 до 100° С
293
с целью сжигания во вращающейся печи с запечными подогре¬
вателями производительностью 2000 т клинкера в сутки (с рас¬
ходом мазута около 125—30 кг/мин) нужен паровой котел с
электронагревателем мощностью 500 кВт и производительно¬
стью 655 кг/ч пара.
/ — впускной штуцер от промежуточного бака или основного резервуара диаметром
4 дюйма; 2 — двойной фильтр с крупноячеистым ситом; 3— насос и двигатель Ks 1;
■4 — насос и двигатель N°. 2; 5 — регулятор давления мазута; 6 — трубопровод для сброса
давления диаметром 1,5 дюйма: 7 — трубопровод для слива в бак, диаметром 2,5 дюй¬
ма; 5 —выходной фильтр с мелкоячеистым снтом; 9 — трубопровод подачн топлива к
форсунке печи диаметром 3 дюйма
Низкое эксплуатационное давление и текучесть жидких теп¬
лоносителей обусловили их большее распространение по срав¬
нению с паром. Для нагревания жидких теплоносителей могут
использоваться природный газ, светлые нефтяные масла или
электроэнергия. Можно назвать ряд жидких теплоносителей:
перегретая вода, ртуть, «Даутерм» (дифенил-дифенилоксид)
фирмы «Дау Кемикл К0», смеси растворов солей, например 40%
NaN02, 7% NaN03 и 53% KN03, а также различные минераль¬
294
f
ные масла, например «Мобилтерм» фирмы «Сокони мобил ойл
К0» или «Экссон Термал-ойл» и т.д. Эксплуатационная темпе¬
ратура этих теплоносителей равна примерно 300° С, за исключе¬
нием подогретой воды, которая применяется при эксплуатаци¬
онной температуре не более 230° С.
Для подогрева топливных трубопроводов применяется также
электрический ток, причем трубопроводы могут служить элек¬
трическим сопротивлением
и нагреваться при прохож¬
дении тока.
Насосы с подогревателя¬
ми служат для подогрева
мазута от 50 до 100— П0°С
и подачи под необходимым
для распыления давлением
в форсунку печи. На рис.
19.13 показана схема такой
установки, обеспечивающей
работу вращающейся печи
тепловой мощностью около
75 млн. ккал/ч при расходе
мазута 128 кг/мин с давле¬
нием насоса 23 ати. Темпе-
Рис. 19.14. Спаренный насос с подогре¬
вателем для мазута («Дуплекс»)
Рис. 19.15. Общий вид дуплексного насоса с подогревателем для
мазута
295
ратура исходного мазута 45° С, а подогретого — 110—112° С.
В этой установке на общей фундаментной плите соединены топ¬
ливные насосы, подогреватели и фильтры, которые выпускаются
в виде сдвоенных агрегатов («Дуплекс») и блоков (рис. 19.14).
Фильтр с крупноячеистым ситом, имеющим 60—150 ячеек
на 1 см2 (25—35 меш), устанавливается перед насосом для пре¬
дотвращения попадания твердых частиц; фильтр с малой сеткой
(1000—6400 ячеек на 1 см2, 100—200 меш) должен предохра¬
нить сопла форсунок от засорения.
Работа вращающихся печей на мазуте требует значительной
производительности подающих устройств и высокого давления.
Для этой цели применяются преимущественно плунжерные на¬
сосы, в частности шестеренчатые винтовые. Центробежные на¬
сосы здесь мало пригодны.
На рис. 19.15 показан дуплексный насос с подогревателем
для мазута фирмы «Коэн Компани — Комбастшн Инджиниэз
энд Мэньюкфэкчерерз» (Берлингэйм, Калифорния, США).
19.2.6. Сжигание жидкого топлива. Для расчета состава и ко¬
личества продуктов сгорания примем следующий состав жидко¬
го топлива:
С
85%
850 г
Н2:
12%
120 г
S:
2,4%
24 г
Н20:
0,6%
6г
Всего: 100% 1000г=1кг=2,2 фунта.
Сгорание 1 кг жидкого топлива: высшая теплота сгорания
топлива составляет 10 173 ккал/кг (18 350 Btu/фунт).
Расчет:
850-32 2266-77
С + 03=С02; —— = 2266 г О*; — = 7586 г N*;
850 г С + 2266 г 02 = ЗИ6 г С02;
120-32 960-77 о хт
2Н2 + 02 = 2HzO; —= 960 г 02; —— = 3214 г N*;
120 г Н2 + 960 г Ог т 6 г Н20 = 1086 г Н20; >
24-32
S+02 = S02; = 24 г 02; 24 г S + 24 г 02 = 48 г S02J
32
24-77 „
= 80 г N2.
23
Получаем следующий выход продуктов сгорания (при нор¬
мальных условиях):
296
С02 : 3116 г= 1,576 м3
Н20 : 1086 г= 1,351м3
S02 : 48 г= 0,016м3
1Ч2 : 10880г= 8,698 м3
Всего: 15130 г=11,641м3.
Если сгорание происходит с 10%-ным избытком воздуха, то
объем продуктов сгорания повышается:
11,641-100
= 12,934м3 (при нормальных условиях).
90
Избыток воздуха равен:
12,934 — 11,641 = 1,293 м3,
в том числе:
1.293-0,21 =0,271 м3 = 387 г 02;
1.293-0,79= 1,022 м3 = 1278 г N*.
Поэтому получаем следующий состав продуктов сгорания:
С02: 3116 г = 1,576 м8 = 12,2 объемн. % = 18,6 масс. %
Н20:
1086 г =
1,351
м3 =
10,4 »
= 6,5 »
S02
48 г =
0,016
м3 =
0,1 »
= 0,3 »
N2
12158 г =
9,720
м3 =
75,2 »
= 72,3 »
02
387 г =
0,271
м3 =
2,1 »
= 2,3 »
Всего 16795г= 12,934 м3 = 100 объемн. % = 100 масс. %
Анализ газа, проведенный с помощью прибора Орса (Ог-
sat), дал другие результаты, так как произошла конденсация
водяного пара из продуктов сгорания, который соединился с ас-
пирационной водой и поэтому не был учтен в измеренном объе¬
ме газов.
19.2.7. Распыление жидкого топлива. В цементной промыш¬
ленности в основном применяются топливные форсунки. Для
распыления мазута на мелкие капельки необходима механи¬
ческая работа. Размер капель в данном случае играет ту же
роль, что и крупность пылеугольных частиц при сжигании
твердого топлива. Чем меньше размер капель мазута, тем луч¬
ше горение. Сжигание мазута в виде аэрозоля занимает про¬
межуточное положение между поверхностной реакцией в пы¬
леугольном факеле и объемной реакцией при горении газооб¬
разного топлива.
В работающей форсунке игловидный канал, позволяющий
при подаче мазута под высоким давлением (около 45 ати) рас¬
пылять его, расположен вдоль оси трубы, по которой подается
первичный воздух. При распылении под давлением расход пер¬
вичного воздуха невелик — лишь около 3% всего необходимо¬
го для горения количества воздуха. Он служит прежде всего
297
для охлаждения трубы форсунки в горячем конце печи, а так¬
же для зажигания и стабилизации факела. Первичный воздух
также служит вспомогательным средством, придающим факелу
желаемую форму.
19.2.8. Сравнение угля и жидкого топлива. Оба вида топ¬
лива, уголь и мазут, успешно применяются в цементной про¬
мышленности. Выбор вида топлива определяется экономически¬
ми соображениями. Однако имеются различия в использовании
теплоты сгорания топлива обоих видов. Хансен [174] опреде¬
лил, как показано ниже, энергозатраты, необходимые для на¬
чала реакции 1 кг мазута типа S (см. табл. 19.7) с кислородом.
При этом примем температуры хранения и размягчения мазута
равными соответственно 15 и 30° С, а содержание в нем дистил¬
лята 30%. Затраты энергии на подготовку мазута к сжига¬
нию составляют:
1) на плавление парафинов, если температура хранения то¬
плива ниже температуры его застывания (теплота плавления
около 0,1 ккал/кг):
(30 — 15) 0,1 = 1,5ккал;
2) на подогрев для достижения необходимой для распыле¬
ния вязкости, соответствующей температуре 120° С (удельная
теплоемкость мазута 0,5 ккал/ (кг-град):
(120 — 15)0,5 = 52,5 ккал;
3) на испарение 30% дистиллята (30 ккал/кг) —10 ккал;
4) на диссоциацию молекул углеводородов (парафинов, оле-
финов, ароматических соединений, нафтенов в зависимости от
сырья, из которого получено топливо) на углерод и водород
(так называемое экзотермическое тепло). Затраты тепла на
этот процесс равны 593 ккал.
В сумме энергозатраты составляют 657 ккал/кг топлива.
При низшей теплоте сгорания Ни—9750 ккал/кг они составля¬
ют
Эта энергия должна поступать от теплоносителя в подогрева¬
теле и из самого факела. Часть затрат тепла снова возвраща¬
ется в факел вращающейся печи. Экзотермическое тепло учи¬
тывается при определении теплоты сгорания топлива при ана¬
лизе в калориметрической бомбе. Несмотря на это, иногда
экзотермическое тепло необоснованно считают причиной увели¬
чения расхода тепла при использовании жидкого топлива по
сравнению с углем. Объяснение повышенного расхода тепла
при использовании жидкого топлива по сравнению с углем
приведено в разд. 19.3.5.
В табл. 19.8 сопоставлены расходы тепла в печах с тепло¬
обменниками при применении жидкого топлива и угля.
298
Таблица 19.8. Повышение расхода тепла при обжиге клинкера
в печах с теплообменниками, работающих на жидком топливе,
по сравнению с углем
Производительность
вращающейся печи, т/сут
Расход тепла при применении
угля, ккал/кг клинкера
Расход тепла при приме¬
нении жидкого топлива,
ккал/кг клинкера
180
1000
1050
250
850
930
380
900
950
380
900
950
1500
835
850*
* Смесь мазута с углем.
19.3. Газообразное топливо (природный газ)
Наиболее распространенным газообразным топливом, при¬
меняемым в цементной промышленности, является природный'
газ. Основные компоненты природного газа —метан СН4 и
этан СгНб. Тяжелые углеводороды, например пропан, бутан,,
пентан и гексан, присутствуют в природном газе в незначитель¬
ных количествах. Если в природном газе содержатся пентан и
гексан, то он называется влажным. Эти фракции (иногда без.
пропана) часто удаляются при сжижении природного газа.
Неразветвленные углеводороды называют нормальными и
обозначают буквой п, например n-бутан, в то время как осталь¬
ные обозначают путем прибавления приставки «изо», напри¬
мер изобутан. Если в природном газе присутствует сера, то она
выступает в форме сероводорода H2S. Иногда в природном газе-
содержится до 10% инертных газов, например диоксид угле¬
рода С02, азот N2 и гелий Не. Теплота сгорания природного
газа равна 8000—10000 ккал/м3 при 16,5° С и 756 мм вод. ст.
(стандартные условия США для природного газа).
Из-за повышенного расхода газа на отопление жилых зданий
в зимнее время в США природный газ отпускается промышлен¬
ным потребителям непостоянно. Это заставляет для эксплуата¬
ции печей в зимнее время использовать другой вид топлива—ма¬
зут или уголь. В табл. 19.9 приведены результаты анализа газа
некоторых американских газовых месторождений.
Голландский природный газ (Гронингенское месторожде¬
ние), импортируемый в ФРГ, имеет следующий состав, %: СН4—
81,5; С2Н6—2,7; N2—14; С02—0,9 и С3Н8+— 0,9*. Теплота сго¬
рания Яц-=8400 ккал/м3.
* Знак «-[-» означает, что включены все более тяжелые углеводороды.
299>
Таблица 19.9. Характеристики природного газа США
Составляющие, % по объему
Плотность
(для воз¬
духа 1,0)
Месторождение
С02
сн,
сн,
«о-
ккал/м3
НЦ.
ккал/м3
Тексакана
0,80
3,20
96,00
0,57
8602
7766
Кливленд
—
1,30
80,50
18,20
0,65
10060
9118
Ойл сити
—
1,10
67,60
31,10
0,71
10957
9963
Природный газ из южнофранцузского месторождения, на
котором работает ряд цементных заводов, имеет следующий со¬
став, %:СН4 95—97,5; СпНт 5—2,5; N2<1. Теплота сгорания
tfu=8840 ккал/м3. Этот газ сжигается на цементных заводах в
виде смеси, состоящей из 30—40% угольной пыли и 60—70%
газа.
19.3.1. Теплота сгорания. Теплота сгорания топливной смеси
равна сумме значений теплоты сгорания отдельных компонен¬
тов. Если топливо представляет собой химическое соединение,
то теплота сгорания равна сумме теплот сгорания отдельных
элементов, уменьшенной на тепловую энергию, расходуемую на
диссоциацию молекул этого соединения.
Для природного газа тепловая энергия, расходуемая на дис¬
социацию химических связей между водородом и углеродом, в
молекулах углеводородов составляет около 9% полной тепло¬
ты сгорания [174а]. Теплота сгорания метана равна:
СН4 + 202 = С02 + 2Н20 + 213000 кал.
Однако, если С и Н2 сгорают отдельно, получим:
С + 02 = С02 + 97200 кал;
2Н2 + 02 = 2Н20 + 136 800 кал.
Всего 234 000 кал.
В соответствии с законом Гесса, на расщепление 1 моля
метана расходуется
СН4 = С + 2Н2 — 20 900 кал.
Поэтому получаем: 234000—20900=213100 кал, т. е. почти
то же значение, которое получено в калориметре при сгорании
метана. Теплота расщепления составляет
20 900-100
=8,93%.
234 000
Хотя теплота расщепления учитывается при определении-
теплоты сгорания калориметрическим методом, Вальберг [174а]
300
[
Таблица 19.10. Повышение расхода тепла при обжиге клинкера
в печах с теплообменниками, работающих на природном газе,
по сравнению с расходом тепла при применении жидкого топлива
Производительность
вращающейся печи, т/сут
расход тепла при примене¬
нии жидкого топлива,
ккал/кг
Расход тепла при примене¬
нии природного газа,
ккал/кг
400
830
900
810
900
940
1600
820
850
1600
750
835
3500
740
780
утверждает, что расход тепла на расщепление молекул явля¬
ется причиной того, что температура факела природного газа
примерно на 70—150° С ниже, чем температура пылеугольного
iv oF v,m3/m3
Рис. 19.16. Зависимость Рис. 19.17. Объем продуктов горения
температуры факела смеси природного газа V, м3/м3 газа (при иор-
природиого газа с возду- мальных условиях), в зависимости от
хом t от избытка воздуха а высшей теплоты сгорания q, ккал/м3
(состав природного газа, %:
СН4—85,5; С2Н6—13,8; N2—
0,7; температура газа и воз- . ..
духа 15° С)
факела. Сам по себе этот факт хорошо известен из опыта экс¬
плуатации вращающихся печей. Поэтому при использовании
природного газа следует поддерживать как можно более вы¬
сокую температуру вторичного воздуха и максимально снижать
избыток воздуха, необходимого для горения.
Из практики известно, что для обжига клинкера во вра¬
щающихся печах при использовании природного газа требует¬
ся больший расход тепла, чем при применении жидкого топлива
или угля. Эти данные приведены в табл. 19.10 на примере не-
301
Таблица 19.11. Характеристика составляющих природного газа
Характеристика
Метан
Этан
Пропан
Бутан
Пентан
Молекулярная масса
16,04
30,07
44,09
58,12
72,15
Доля углерода по массе, %
74,88
79,88
81,72
82,66
83,33
Плотность (для воздуха рав¬
на 1)
0,555
1,048
1,550
2,084
2,490
Высшая теплота сгорания Но,
ккал/м3 газа
9000
15773
22442
29084
35745
Удельная теплоемкость газа
при 15° С, ккал/(кг-°С)
0,526
0,413
0,390
0,396
0,402
Максимальная наблюдаемая
температура факела в возду¬
хе, °С
1861
1867
1905
1876
Воздух, необходимый для го¬
рения, м3/м3 газа
Продукты сгорания, м3/м3 га¬
за:
9,55
16,70
23,86
31,02
38,19
С02
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
НзО
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
N2
7,55
13,20
18,86
24,52
30,19
скольких печей с теплообменниками, где предусмотрено сезон¬
ное переключение с жидкого топлива на природный газ и на¬
оборот. Повышение расхода тепла служит причиной снижения
производительности печи. Например, в случае, приведенном в
четвертой строке табл. 19.10, суточная производительность печи
после переключения на природный газ снижается с 1600 до
1500 т.
В разд. 19.3.5 приведено объяснение повышенного расхода
тепла при использовании природного газа по сравнению с отоп¬
лением жидким топливом и углем.
19.3.2. Температура факела. На рис. 19.16 приведена диаг¬
рамма, показывающая температуру факела при использовании
природного газа с различной долей избыточного воздуха [175].
19.3.3. Объем продуктов сгорания. Горение компонентов
природного газа протекает в соответствии со следующими урав¬
нениями:
метан СН4 + 202 = С02 + 2Н20;
этан 2CaHe + 702 = 4СО, + 6Н20;
пропан 2С3Н8 + 10О2 = 6С02 + 8Н20;
бутан С4Н]0 -f- 6,502 = 4С02 + 5Н20;
пентан1' С5Н12 + 802 = 5С02 + 6Н20.
С помощью этих уравнений можно определить объем про¬
1 При расчетах процессов сгорания углеводородов, которые тяжелее пен-
тана, в уравнения подставляют пентан.
302
дуктов сгорания природного газа, когда известен его состав.
Пример такого расчета дан в разд. 19.3.4.
На рис. 19.17 приведена диаграмма объема продуктов в м3,
выделяющихся при сгорании 1 м3 природного газа с различной
теплотой сгорания при 10% -ном избытке воздуха.
В табл. 19.11 приведены плотность, теплота сгорания и дру¬
гие данные по легким углеводородам.
19.3.4. Сгорание природного газа. Приведенный ниже рас¬
чет объема и массы продуктов сгорания природного газа осно¬
ван на следующем составе газа, полученном в результате ана¬
лиза («Саутерн Нэчьюрэл Гас Компани», Басс Юнкшен, Джорд¬
жия, США):
Компонент Объем, % Btu/куб. фут Hq , по расчету
N2 0,50 0,0 0
СО, 0,88 0,0 0
СН4 94,39 1012,3 956
С,Нв 2,89 1773,1 51
С3Н8 0,79 2522,8 20
г-С4Н10 0,16 3260,5 5
п-С4Н,0 0,18 3269,5 6
;-С5Н12 0,07 4009,5 3
п-С5Н12 0,05 4018,3 2
С5Н14 + 0,09 5355,1 5
1048 Btu/куб.фут =
= 9323 ккал/м3
Поскольку газоанализатор измеряет газ, насыщенный водяным
паром, для учета наличия водяного пара при расчете теплоты
сгорания необходимо уменьшить объем газов на 1,73%; в рас¬
сматриваемом случае получаем
9323 (1,0000 — 0,0173) = 9162 ккал/м3.
Этот газ имеет следующий состав по массе:
л л 943,9-16
СН4 943,9л = = 674г;
22,4
С2На 28,9 л = ^р = 39г;
7,9-44
С3Н8 7,9 л = -гг—=15 г;
3 8 22,4
3,4-58 л
С4Ны ~22~4~= *
2,1-72
С6Н12 +2,1 л— ^ ^ —7 г;
5-28
N. 5,0 л = = 6 г;
г 22,4 '
303
со.
8,8-44
22,4
17 г;
1000,0 л= 1 м3 = 767 г.
Иногда теплота сгорания природного газа определяется в
расчете на 1 кг газа:
9162-1000
= 11945ккал/кг.
767
При сгорании 1 м3 природного газа получают:
674 г СН4 + 2696 г 02 + 9026 г N2 = 1853 г С02 + 1517 г Н20 + 9026 г N2;
39 г С2Н6 + 146 г 02 + 489 г N2 = 115г С02+ 70 г Н20 + 489г N2;
15гС3Н8 + 54г03 + 181 rN2 = 45 г С02 + 24 г Н20 + 181 г N2;
9 г С4Н10 + 32 г 02 + 107 г N2 = 29 г С02 + 14 г Н20 + 107 г N2;
7 г С5Н12 + 25 г 03 + 84 г N2 = 21 г С02 + 11 г Н20 + 84 г N2;
6 г N2 = 6 г N2;
17 г С0.2
= 17 г СО,
767 г газа + 2953 г 02 + 9887 г N2 = 2078 г С02 + 1636 гН20 + 9893 г N3;
1 м3 газа + 9,932 м3 воздуха = 10,932 м3;
1,051 м3 С02 + 2,036 м3 Н20 + 7,909 м3 N2 = 10,996 м3 продуктов сгорания.
Если горение проходит при 10%-ном избытке воздуха, объ¬
ем продуктов сгорания составляет
10,966-100
93
12,219м3.
Избыток воздуха по объему равен
12,219-- 10,996= 1,223 м3
И состоит ИЗ
1,223-0,21 = 0,257 м3 02 = 367 г 02;
1,223-0,79 = 0,966м3 N2 = 1208 г N2.
При этом получаем следующий состав продуктов сгорания:
Компонент
Объем, м!
Объем, %
Масса, г
Масса, %
соа
1,051
8,60
2078
13,70
н2о
2,036
16,70
1636
10,80
8,875
72,60
11101
73,10
1\12
02
0,257
2,10
367
2,40
Всего
12,219
100,00
15182
100,00
«
н
304
Масса продуктов сгорания равна массе исходных продук¬
тов, г:
воздух, необходимый для горения 12 840
избыточный воздух • 1 575
природный газ 767
Всего 15182
19.3.5. Объем продуктов сгорания при сжигании угля, жид¬
кого топлива и природного газа. При сжигании угля, жидкого
топлива и природного газа выделяется различный объем про¬
дуктов сгорания на одинаковое количество тепловых единиц.
Объем продуктов сгорания (с 10%-ным избытком воздуха),
выделяющихся при сжигании угля, жидкого топлива и природ¬
ного газа, в расчете на 1000 ккал составляет, м3: для угля —
1,24; для мазута— 1,31; для природного газа— 1,47.
Таким образом, жидкое топливо выделяет примерно на 6%,
а природный газ — на 18,5% больше продуктов сгорания, чем
уголь. Эти данные следует учитывать при расчете печей.
Повышенный объем продуктов горения жидкого топлива и
природного газа позволяет объяснить рост расхода тепла при
использовании жидкого топлива и особенно природного газа по
сравнению с углем. Очевидно, что при сжигании угля требуется
меньше воздуха, чем при сжигании жидкого топлива и особенно
природного газа в расчете на 1000 ккал. Повышенный расход
воздуха, необходимого для горения, приводит к следующим
результатам:
снижение температуры факела жидкого топлива и природ¬
ного газа по сравнению с углем;
увеличение количества отходящих газов и соответственно
рост потерь тепла;
повышение скорости газов во вращающейся печи и связан¬
ное с этим ухудшение теплообмена между газом и обжигаемым
материалом;
снижение производительности печи и связанное с этим по¬
вышение удельных потерь тепла во внешнюю среду.
20. Вращающиеся печи
В цементной промышленности вращающуюся печь впервые
применил Фредерик Рэнсом. Вначале он получил патент в Анг¬
лии (патент № 5442 от 2 мая 1885 г. под названием «Усовер¬
шенствованная установка для производства цемента»), а затем
в США (патент № 340357 от 20 апреля 1886 г. под названием
«Установка для производства цемента»).
20—394
305
На рис. 20.1 показан чертеж вращающейся печи, приведен¬
ный в патенте Рэнсома. Эта печь отапливалась газом, так как
в то время пылеугольное топливо еще не было известно. В даль¬
нейшем получило распространение нефтяное отопление, а за¬
тем— пылеугольное. Первые вращающиеся печи имели диаметр
Продольный разрез
Поперечный разрез
Рис. 20.1. Чертеж вращающейся печи для обжига клинкера в патенте Рэнсома
1,8—2,0 м, длину — от 20 до 25 м, производительность — от 30
до 50 т/сут.
На рисунке видно, что Рэнсом применил подъемные полки
из кирпичей для улучшения теплообмена между печными газа¬
ми и материалом. Лишь много десятилетий спустя такая футе¬
ровка была вновь применена во вращающейся печи.
306
20.1. Типы вращающихся печей
Наиболее распространены следующие типы вращающихся
печей (рис. 20.2); а — постояннного диаметра; б — с с расши¬
ренной зоной спекания; в — с расширенной зоной кальцинирова¬
ния; г — с расширенными зонами кальцинирования и спекания;
д — с расширенными зонами сушки, кальцинирования и спека¬
ния (печи мокрого способа производства); е — с расширенной
о)
ж
ж
Ж
:4а.
Иг "Т$т
Ж
Ж
Ж
о)
м
< t:
1
f
г"
п
1
h
6} W
ч'^
k -J
же
г> Ъ
f 1
W --
К
ч—-
Ж
Рис. 20.2. Конструкции корпусов вращающихся печей
зоной подогрева (длинные печи сухого способа или печи мок¬
рого способа производства).
Цель расширения зон — удлинение срока пребывания в них
материала при одновременном снижении скорости движения
газов, что улучшает их теплообмен с материалом. Однако в
связи с этим возникает неравномерное движение материала, в
результате чего ухудшаются условия работы печи. В участках
перехода от расширенного сечения к узкому возникают скоп¬
ления материала, усиливающие его истирание и пылеобразо-
вание. Изготовление переходных участков обечайки намного
20*
307
дороже, чем цилиндрических звеньев. Футеровка переходных
зон сложна, трудоемка и требует применения огнеупорных
кирпичей и бетонных блоков специальной формы. Особенно не¬
благоприятна форма обечайки печи — с сужением в разгрузоч¬
ной части. Такая форма способствует частичному охлаждению
клинкера в печи и быстрому износу футеровки в переходном
участке.
Практический опыт и теоретические рассуждения в настоя¬
щее время приводят к заключению, что наиболее эффективной
конструкцией является вращающаяся печь без сужений и расши¬
рений. Поэтому обечайки современных печей с запечными теп¬
лообменниками имеют постоянное сечение по всей длине. В це¬
ментной промышленности СССР в настоящее время строят
печи только постоянного диаметра '.
20.1.1. Степень заполнения печи. Обжигаемый материал
формирует сегмент в поперечном сечении печи. Отношение
площади этого сегмента к общей площади поперечного сече¬
ния печи в процентах называется степенью заполнения печи /
(рис. 20.3).
Степень заполнения печи колеблется в пределах 5—17%.
Независимо от диаметра печи степень заполнения в зависимо¬
сти от центрального угла а изменяется следующим образом:
й угол а, град
Степень заполнения печи,%
110
15,65
105
13,75
100
12,10
95
10,70
90
9,09
85
7,75
80
6,52
75
5,40
70
4,50
На рис. 20.4 показано влияние степени заполнения на произ¬
водительность вращающейся печи. Три кривые соответствуют
степени заполнения 7, 10 и 13% и позволяют определить произ¬
водительность вращающихся печей диаметром от 2 до 3,5 м.
20.1.2. Уклон печи. Для выбора наилучшего уклона вращаю¬
щихся печей нет общего правила. Обычно уклон составляет от
2 до 6%, наиболее часто — в пределах 2—4%. Первоначально
вращающиеся печи имели больший уклон при пониженной ча¬
стоте вращения (0,5—0,75 об/мин). Меньший уклон требует
большей частоты вращения; при этом материал в печи лучше
перемешивается и интенсифицируется теплообмен. При малом
уклоне достигается также большая степень заполнения печи,
что повышает ее производительность. В табл. 20.1 приведены
данные из опыта практической эксплуатации печей о связи
1 Это не исключает возможности их реконструкции с расширением ка¬
кой-либо зоны при надежном технологическом обосновании. (Прим. ред.)
308
Таблица 20.1. Уклон печи и наиболее выгодная степень
заполнения ее материалом
Уклон, %
Степень заполнения, %
4,5
9
4,0
10
3,5
II
3,0
12
2,5
13
Рис. 20.3. Схема за¬
полнения печи мате¬
риалом
Рис. 20.4. Зависи¬
мость производитель¬
ности печи Q от внут¬
реннего диаметра D
и степени заполне¬
ния ф
между уклоном и оптимальной степенью заполнения материа¬
лом.
С другой стороны, известно, что степень заполнения печи
зависит от отношения длины L к диаметру D печи. Степень
заполнения вращающихся печей мокрого способа производства
при L/D^40 достигает 17% [176]. Но в любом случае именно
уклон печи определяет степень ее заполнения; увеличение отно¬
шения L/D — лишь дополнительный фактор, способствующий
повышению степени заполнения.
Практика эксплуатации печей показывает, что степень их
заполнения не должна превышать 13%, так как при большей
степени заполнения ухудшается теплообмен.
Боман [177] считает рациональным следующий уклон вра¬
щающихся печей; %: 5 — для печей диаметром до 2,8 м, 4 — для
печей диаметром от 3 до 3,4 м и 3 — для печей диаметром бо¬
лее 3,4 м. Эти рекомендации приемлемы до настоящего време¬
ни, так как обычно вращающиеся печи диаметром более 3,4 м
имеют уклон 3—3,5%.
309
Длинные американские вращающиеся печи сухого и мокро¬
го способов производства обычно имеют уклоны от 7/16 до
1/2 дюйма на 1 фут длины; это ненамного превышает 3,5%. Вот
почему эти печи эксплуатируются при повышенной частоте вра¬
щения (1,3—1,8 об/мин).
В СССР испытывали опытную печь 3X35 м (с теплообмен¬
ником) при частоте вращения 19—20 об/мин. При такой частоте
вращения содержимое печи приходит в ожиженное состояние;
скорость продольного перемещения материала в печи состав¬
ляет 260 м/ч. Время нахождения в зоне обжига равно 3 мин.
Установлено, что этого достаточно для образования клинкера,
так как сырьевая смесь содержала минерализаторы. Произво¬
дительность печи составляла 575 т/сут, что соответствует удель¬
ной производительности около 3,1 т/(сут-м3) свободного объе¬
ма печи [178].
20.1.3. Обозначения уклонов вращающихся печей. Для обо¬
значения уклона вращающихся печей применяют четыре раз¬
личные системы показателей:
1) обычные угловые градусы;
2) «новые» градусы (гоны), соответствующие одной сотой
квадранта или прямого угла R; 1 новый градус = 0,9 углового
градуса = 54'=3240"; 1 угловой градус (старый градус) равен
1,111 нового градуса;
3) уклон в дюймах и их долях на фут (12 дюймов) длины;
такой уклон называют также скосом. Эта система показателей
широко распространена в цементной промышленности США;
4) уклон в %; при таком обозначении тангенс угла наклона
выражается в %; например, выражение tg 45°= 1 = 100% озна¬
чает уклон, равный 100%.
В табл. 20.2 содержатся данные для сравнения уклона вра¬
щающихся печей, выраженного в трех наиболее распространен¬
ных системах единиц. Таблицу можно, разумеется, применять
и для оценки уклона сушильных барабанов и барабанных клин¬
керных холодильников.
В табл. 20.3 приведены данные для перевода уклона печей
в дюймах/фут в угловые градусы.
20.1.4. Частота вращения печей. Если диаметр вращающей¬
ся печи не превышает 2—3 м, то частоту вращения печи обычно
характеризуют числом оборотов в единицу времени. Однако
диаметр современных вращающихся печей достигает 6 м и бо¬
лее; поэтому вместо числа оборотов часто задают окружную
скорость корпуса печи. Для экономичной эксплуатации печей
окружная скорость должна составлять около 35 см/с; в послед¬
нее время применяют и скорости 40—70 см/с. На рис. 20.5 по¬
казана зависимость частоты вращения печей от диаметра в
диапазоне 2,8—6 м при окружной скорости 36 см/с. Фирма «Ин-
дустрианлаген» (ФРГ) рекомендует окружную скорость около
70 см/с.
310
Таблица 20.2. Уклон вращающихся печей в различных единицах
[I
« X
as
» = g
gsl
ч ^
ь «
>5
Чо
>5
ь ч
О О
~st
2 >»
2 «
сэ сз
2 a
Ч и
t"- CD Ю СО
- CS СО т)<
ОО CD Ю СО
-ч W СО t
Сч
ю
СЧСЧСЧСЧСЧСЧСЧСОСОСО
о
о
ci w ci oi со со со со
О LO
Ю t-
ю о ю
СЧ Ю t'-
vD vD vD vO
СЧООг^ — СОСОООЮОСОСЧООЮОСОСЧ
•^СООСЧ^^ОСЧЮ^ОСЧЮОООСО
*4t< Tj- lO Ю lO Ю CD CD CD tC 00 00
CD СЧ
о о
о
vo О
со со
Ю О ^ 00
сч — — о
сч
о
CD О
VO *4f*
S-JJ5
£
«
CO S
н. ч
3 *
5 к
<D >,
2 St
ю a
о a
4 v*
2 £3
^•8“ 5
5« 5
g в «
tc
О 00
Tj- Ю
<D Ю
— СЧ
Tf- CO
CO tJ-
СЧ — о
ю о —
о оо
— сч
СЧСЧСЧСЧСОСОСОСОСОСО
СЧ CD
СО —
ю со
сч —
00
t'-
о
сч
CD
сч
— 00
оо о
оо
со
— ~~СЧСЧСЧСЧСОСОСОСО
— СП
Ю М'
со
•4f
о
со
t'-
сч
О ь- со
СЧ — —
о
о
00 Г-'.
о ~
СП
сч
00
со
со
сч
сч сч сч
СЧ CD СЧ
со ~ со
— ~ со
00 со
— ю
со
t'-
СЧ CD
со —<
оо •*-
N со N
со —
со сч
VO ~
311
Таблица 20.3. Пересчет уклона в дюймах/фут в угловые градусы
Дюйм/фут
Угловые градусы
1/4
1,192
5/16
1,491
3/8
1,790
7/16
2,087
1/2
2.385
Рис. 20.5. Выбор часто¬
ты вращения печей и в
зависимости от диамет¬
ра печи D при окружной
скорости 36 см/с
20.1.5. Прохождение материала через вращающуюся печь.
Формула для расчета времени нахождения зерен материала
во вращающейся печи, разработанная «Бюро оф Майнз», США
[179], уже была приведена в разд. 4.15. Ниже эта формула ис¬
пользуется для определения времени t прохождения материала
через печь при следующих исходных данных: 1 = 100 м, d=
=3,04 мм, р=2°40/0" = 2,66°, п —1,3 об/мин, F=l м (постоян¬
ный диаметр), 0 = 40°;
1,77-100-6,325
2,66-3,04-1,3
1 = 106 мии.
Выбор подходящего угла наклона печи и изменение часто¬
ты ее вращения позволяют регулировать время нахождения в
ней материала.
Упомянутая выше формула широко применяется в цемент¬
ной промышленности США. Имеется и ряд других формул
[180—187].
Во вращающихся печах протекают два процесса: термохими¬
ческий и процесс транспортирования материала.
Термохимический процесс приводит к тому, что материал
проходит через вращающуюся печь с переменной скоростью.
При постоянной частоте вращения материал получает в разных
зонах печи различную скорость. Это установлено опытами с ра¬
диоактивными метками (изотопами Na24 и Мп56), например,
312
в печи мокрого способа производства [188]. На рис. 20.6 пока¬
зана вращающаяся печь с распределением скоростей прохож¬
дения материала по длине.
Различная скорость прохождения материала в печи явля¬
ется следствием физических и химических изменений, которым
подвергается материал в процессе обжига. Как видно на схеме,
материал имеет наименьшую скорость (24,3 см/мин), в зоне
обжига, а максимальную (45,6 см/мин) — в зоне кальциниро¬
вания. Задача оператора печи — выравнять эту разницу при
эксплуатации. Как известно, процесс обжига связан со сложным,
9дм
24,3
ZM/MUft
45,6 смIмин
33,4
см/мин
30,4
см/мин
27,3
см/мин
24,3^
см/м
ин\ 36,5 см/мин
Рис. 20.6. Скорость движения материала в различных зонах вращающейся
печи (печь 2,85/2,65x99 м мокрого способа производства с планетарным хо¬
лодильником производительностью 205 т/сут, уклоном 4%, частотой вращения
0,91 об/мин)
плохо поддающимся расчету движением материала во враща¬
ющейся печи.
20.1.6. Расчет мощности, потребляемой вращающейся печью.
Расчет мощности привода вращающихся печей основан на уче¬
те двух величин [189]: энергозатрат на преодоление трения и
энергозатрат, обусловленных обжигаемым материалом.
Формула для определения мощности сопротивления сил тре¬
ния вращению печи в л. с. (1 л. с. в системе единиц США рав¬
на 746 Вт в отличие от обычной л. с., равной 735,5 Вт):
WbtNF ■ 0,0000092
Е= ,
г
где W — общая вертикальная нагрузка на подшипники роликоопор, фунты;
b—диаметр подшипника роликовой опоры, дюйм; г — диаметр ролика, дюй¬
мы; t — диаметр бандажа, дюймы; N — частота вращения печи, об/мин; F —
коэффициент трения в подшипниках роликоопор, принимается равным 0,018
для нефтяных смазочных масел и 0,06 — для жировой смазки.
Формула для определения мощности, затрачиваемой на пе¬
ремещение обжигаемого материала, л. с.:
G = (D sin 0)3 NLK,
где D — диаметр печи по футеровке (в свету), фут; sin 6 — принимается по
диаграмме на рис. 20. 7 в зависимости от степени заполнения печи; N — ча¬
стота вращения печи, об/мин; L — длина печи, фут; К — принимается равным
0,00076 для цементного клинкера при мокром или сухом способе производст¬
ва исходя из угла естественного откоса 35°; 0,00092 для известняка с углом
естественного откоса 40° н 0,0018 для печей с подъемными полками на футе¬
313
1
ровке или лопастями (барабанный холодильник, сушильный барабан) и при
угле естественного откоса материала 40 °.
Для печей с переменным диаметром значения G рассчиты¬
вают отдельно для каждого диаметра, затем суммируют их.
Пример 20.1. Рассчитать привод печи с подогревателем при следую¬
щих технических характеристиках: диаметр 13'6" (4,10 м), L—190'0"
(57,75 м), общая нагрузка 1600 000 фунтов (726,4 т). Толщина футеровки
9 дюймов (22,8 см), диаметр подшипников роликоопор 16 дюймов (40 см),
диаметр бандажа 174 дюйма (4,42 м), частота вращения печи 1,7 об/мин,
Р=0,018. Диаметр ролика 42 дюйма (106,7 см), степень заполнения печи
12%, sin 0 = 0,77, k = Q,00076.
Рис. 20.7. Диаграмма для определения значения sin 0 при различной степени
заполнения печи ф
Мощность сопротивления сил трения вращению печи
„ 1 600000-16-174-1,7-0,018-0,0000092
Е = ^—: : =30 л. с. (22,35 кВт),
а мощность, расходуемая на перемещение обжигаемого материала,
G = (11,5-0,77)3 1,7-190-0,00076 = 170л. с. (126,65кВт).
Всего 200 л. с. «150 кВт. И действительно, вращающиеся печи такого раз¬
мера имеют приводные двигатели номинальной мощностью 150 кВт.
Аналогичная формула для расчета мощности, потребляемой
вращающимися печами, разработана Вейлантом [190].
Отношение объема вращающейся печи к потребной мощ¬
ности. Если отнести объем печи к найденной в предыдущем при¬
мере мощности, то получим следующую величину: 762 м3/150
кВт = 5,1 м3/кВт.
Как видно из табл. 20.4, удельный объем печи на 1 кВт
мощности находится в пределах от 4,5 до 4,8 м3/кВт в зависи¬
мости от типа декарбонизаторов.
Во вращающихся печах мокрого способа производства от¬
ношение объема печи к мощности привода находится в преде¬
лах 5,0—6,3 м3/кВт (табл. 20.5).
314
1
Таблица 20.4. Объем печи с предварительным кальцинированием
на 1 кВт мощности, м3
Вращающая
диаметр, м
:я печь
длина, м
Объем печн, м8
Мощность, кВт
Объем на I кВт
мощности, м3
3,95
58
710
149
4,76
5,16
84
1760
373
4,72
5,5
85
2018
447
4,51
Таблица 20.5. Объем вращающейся печи мокрого способа производства
на 1 кВт мощности, м3
Вращающаяся печь
Объем печи, м*
Мощность, кВт
Объем на I кВт
мощности, м‘
диаметр, м
длина, м
5,92/5,32
176,3
4282
745
5,74
5,47/5,32
176,3
3984
670
5,94
6,08/5,16
176,3
3926
745
5,26
7,60/6,38/6,88
231
8754
1788
4,90
4,10/4,56
152
2086
373
5,60
5,16/4,71
155
2792
447
6,24
В длинных печах сухого способа производства отношение
объема печи к мощности привода находится в пределах 6—
7,5 м3/кВт (табл. 20.6).
Т а б л и ц а 20.6. Объем длинных вращающихся печей сухого способа
производства на 1 кВт мощности, м3
Вращающаяся печь
Объем печи, м8
Мощность, кВт
Объем на I кВт
мощности, м8
диаметр, м
длина, м
4,8/4,56
161
2707
447
6,05
5,0/4,71
161
2861
447
6,39
4,4/5,0
167
2657
373
7,12
4,86/5,32
173
3733
522
7,16
4,86/5,32
170
3256
447
7,28
4,86/5,32
179
3870
522
7,41
Стандартные вращающиеся печи советского производства
имеют такую же удельную мощность двигателей, как и амери¬
канские печи мокрого способа производства (табл. 20.7).
Из приведенных выше таблиц видно, что печи с декарбони-
заторами требуют наибольшего удельного подвода мощности
(4,5—4,8 м3/кВт), затем следуют печи мокрого способа (5,0—
6,3 м3/кВт) и длинные печи сухого способа производства (6—
7,5 м3/кВт).
315
i
Таблица 20.7. Объем советских вращающихся печей
мокрого способа производства на 1 кВт мощности, м3
Вращающаяся печь
Объем печи, м’
Мощность, кВт
Объем на 1 кВт
МОЩНОСТИ, м3
диаметр, м
длина, м
4,0
150
1884
320
5,88
4,5
170
2703
500
5,40
5,0
185
3632
620
5,85
Более высокое удельное потребление мощности у вращаю¬
щихся печей с декарбонизаторами по сравнению с длинными
вращающимися печами связано с ростом в первых отношения
длины зоны спекания к общей
длине печи. Как известно,
клинкер имеет больший угол
естественного откоса по срав¬
нению с сырьевой смесью, по¬
этому при вращении печей с
350 W00
2000 Q, т/сит
Рис. 20.8. Связь между потребляе¬
мой мощностью N и производитель¬
ностью Q печей с теплообменниками
Рис. 20.9. Диаграмма температуры
внешней поверхности корпуса вра¬
щающейся печи длиной 150 м
декарбонизаторами преодолевается больший крутящий момент,
следовательно, они должны потреблять большую мощность.
Рост потребления мощности у печей мокрого способа производ¬
ства по сравнению с длинными печами сухого способа связан с
установленными в первых цепями, которые увеличивают массу
печи.
При нормальной эксплуатации печи фактическое потребле¬
ние мощности составляет 40—60% мощности привода. Резервы
мощности предусмотрены для покрытия возможных нарушений
условий работы: выхода обмазки, срыва колец и т. д.
График на рис. 20.8 показывает рост потребления мощности
печи с декарбонизатором с увеличением производительности.
20.1.7. Температурное расширение вращающихся печей. Дли¬
на вращающейся печи и длина окружности корпуса во время
эксплуатации увеличиваются. Это необходимо учитывать при
установке бандажей на роликовые опоры и уплотнений по кон¬
316
цам печи. Для расчета линейного расширения за начало отсче¬
та принимают поперечное сечение печи, в котором температура
корпуса максимальна. Кроме того, принимают, что к обоим
концам печи температура монотонно снижается, как показано'
на рис. 20.9. Эта диаграмма построена для печи длиной 150 м;
поперечное сечение, в котором температура корпуса максималь¬
на, расположено на расстоянии 25 м от нижнего конца печи.
Линейное расширение составляет [43]:
где а — коэффициент линейного расширения стали, равный 0,000012; t\ — мак¬
симальная температура поверхности печи, 365 °С; /2— температура на концах
печи, 155 и 60°С; U и /2 — расстояния обоих концов печи от сечения с макси¬
мальной температурой, 25000 и 125000 мм; t — температура окружающей сре¬
ды, 20 °С.
Получаем:
Практически учитывается вдвое меньшая деформация, так
как печь может расширяться в две стороны примерно от середи¬
ны, т. е. от упорного ролика к обоим концам.
Нагрев корпуса печи приводит также к увеличению диамет¬
ра. В сечении, где температура корпуса составляет около 300° С,
т. е. там, где обычно расположен второй бандаж (считая от
разгрузочного конца печи), увеличение диаметра, равного в
исходном состоянии 4 м, составляет: 0,000012 (300—20) 4000 =
= 13 мм, т. е. в нагретом состоянии диаметр печи становится
равным 4013 мм, а длина окружности «=12608 мм. Это на
42 мм = [0,000012 (300—20) 12566] превышает исходную длину
окружности, равную 4000-3,1415=12566 мм.
Расширение печи следует учитывать при укладке футеров¬
ки и установке бандажей на ее корпусе.
20.1.8. Зоны, вращающейся печи. В обычной вращающейся
печи без запечных подогревателей можно выделить ряд зон
(в табл. 20.8 длина зон приведена в процентах к общей длине
печи).
Между зонами нет строгих границ, так как трудно устано¬
вить температуру газа, материала и поверхности футеровки в
отдельных зонах; протекающие реакции также частично пере¬
крываются или идут параллельно.
[6ЪЪ -Н IOO \ _
Л1 = 0,000012 ( 4 —20) 25 000 = 72 мм;
/ 365 + 60 \
Л2 = 0,000012 -— — 20 ) 125 000 = 288 мы;
/365+ 155
I 2
/
зои-ши
At + Л2 = 72 + 288 = 360мм, или = 0,24% полной длины печи.
150 000
317
Таблица 20.8. Зоны вращающейся печи
% к дли¬
не печи
Зона
Температура ма¬
териала в зоне,
°С
33
Зона сушки (в печах мокрого способа)
до 120
14
Зона подогрева
100—550
25
Зона кальцинирования1
550—1100
20
Зона спекания или обжига
1100—1450
8
Зона охлаждения
1450—1380
1 От латинского calx — известь; ср. также «прокаливание». Это название по
существу более точно, чем широко распространившееся в последние годы
в отечественной литературе «зона декарбонизации». Ведь дело не сводится
только к удалению ССЬ, н, кроме того, процессы дегидроксилизации, интен¬
сивно протекающие выше 550° С, никак нельзя отнести к зоне подогрева,
а собственно декарбонизация начинается лишь выше 780° С. Приведенные
температурные границы и наименования зон за рубежом являются общепри¬
нятыми для печей без предварительного подогрева материала и всюду со¬
хранены при переводе. (Прим. ред.)
Схематически можно выделить следующие процессы, про¬
текающие во вращающейся печи:
1) испарение воды (при мокром способе производства);
2) выделение связанной воды из глинистого вещества;
3) диссоциация карбоната магния;
4) диссоциация карбоната кальция;
5) соединение извести с глинистыми минералами, т. е. фор¬
мирование четырех главных минералов клинкера, примерно в
соответствии с уравнением
12СаО ' 2Si02 -ф 2А1203 -ф Fо202 ЗСаО* Si02 _i~
+ 2Ca0*Si03 + ЗСаО* Al203 + 4Ca0*Al203*Fe203.
20.1.9. Уплотнения вращающихся печей. Для предохранения
от подсоса наружного воздуха вращающиеся печи оборудуют¬
ся уплотнениями как на горячем, так и на холодном концах.
Разрежение в горячем конце печи составляет 2—3 мм, в холод¬
ном конце (у длинных печей) —25—30 мм.
Уплотнение холодного конца печи производят для того, что¬
бы предотвратить увеличение объема отходящих газов за счет
побочного воздуха; приток наружного воздуха означает уве¬
личение нагрузки на дымосос. Кроме того, вследствие низкой
температуры отходящих газов печей мокрого способа произ¬
водства холодный наружный воздух может снизить их темпе¬
ратуру до точки росы и привести к образованию конденсата в
трубопроводах и обеспыливающих устройствах. И, наконец, во
вращающихся печах с котлом-утилизатором подсос наружного
воздуха приводит к уменьшению количества производимого па¬
ра и энергии.
318
В горячем конце печи наружный воздух смещает поток го¬
рячего вторичного воздуха, выходящего из клинкерного холо¬
дильника, и нагревается до температуры печных газов, что вы¬
зывает дополнительный расход тепла. В примере 20.2 показаны
теплопотери, вызываемые побочным воздухом в горячем конце
печи.
Пример 20.2. Рассмотрим вращающуюся печь диаметром 4 м; между
корпусом и головкой печи имеется зазор шириной 4 см, через который в печь
всасывается наружный воздух.
Площадь кольцевого зазора определим как разность между площадями
кругов диаметром 4 и 3,92 м (0,4981 «0,5 м2). При обычном уровне разре¬
жения скорость всасывания наружного воздуха через такой зазор равна
5^ м/с; его расход 0,5 м2-5 м/с = 2,5 м3/с=150 м3/мин, что соответствует
150-1,2928=194 кг/мин.
Температура печных газов в зоне спекания 2045° С. Потери тепла на на¬
грев воздуха от 15 до 2045° С составляют: 194 кг-0,26(2045—15) =
= 102393 ккал/мин. Избыточный расход угля 102393 ккал/мин : 7000 ккал/кг=
= 14,6 кг/мин, нли около 21 т/сут. Таким образом, неплотности у головки
. печи служат причиной ежедневных потерь топлива, в данном примере в ко¬
личестве 21 т.
Имеется много различных конструкций уплотнений вращаю¬
щихся печей, разработанных фирмами-изготовителями. Ниже
приведены только немногие из них.
/
Рис. 20.10. Уплотнение
вращающейся печн гра¬
фитовыми блоками
/ — нажимная пружина; 2 —
распорка; 3 — графитовый
блок; 4—«головка печи;
5 — корпус печи
Рис. 20.11. Уплотнение
горячего конца печи с
воздушным охлаждением
1 — основное кольцо; 2 — уп¬
лотнительное кольцо; 3 —
запорное кольцо; 4 — под¬
держивающее кольцо; 5 —
охлаждаемое упорное коль¬
цо, поддерживающее футе¬
ровку печи 5; 7 — охлажда
ющий воздух
319
Уплотнение из графитовых блоков (фирма «Фуллер и К0»,
Катасокуа, США) состоит из 24 графитовых блоков, например,
размером 25X150X460 мм, установленных по окружности кор¬
пуса печи. Каждый блок крепится с помощью регулируемого
кольца, клина и клиновой плиты, прижимается к корпусу печи
двумя пружинами из нержавеющей стали, меняющими положе¬
ние при возможных радиальных отклонениях корпуса печи
(рис. 20.10). Пружины позволяют полностью использовать
объем и продлить срок службы графитовых блоков. Контакт
графитовых блоков с корпусом печи почти полностью предот-
Рис. 20.12. Охлаждение разгрузоч- Рис. 20.13. Расход воздуха V для ох--
ного конца вращающейся печи лаждения разгрузочного конца вра¬
щающихся печей в зависимости от
их диаметра D
вращает подсосы. Смазочные свойства графита позволяют бло¬
кам скользить как по окружности, так и в осевом направлении
при расширениях и сужениях вращающейся печи.
На рис. 20.11 показано уплотнение разгрузочного конца вра¬
щающейся печи [191] с воздушным охлаждением упорного
кольца, поддерживающего футеровку печи и подвергающегося
высокотемпературным тепловым ударам. Уплотнение крепит¬
ся на охлаждаемом кольце, закрепленном на корпусе печи.
Охлаждающий воздух нагнетается в зазор между основным
кольцом и корпусом печи (рис. 20.12). По графику на рис. 20.13
можно определить количество воздуха, необходимое для охлаж¬
дения упорного кольца в горячем конце печи, в зависимости от
■ее диаметра.
В СССР применяется ряд конструкций, две из которых осо¬
бенно интересны. На рис. 20.14 показано тройное лабиринтное
уплотнение горячего конца вращающейся печи мокрого спосо-
320
ба производства размером 5x185 м. Для уплотнения холодно¬
го конца такой печи была использована более простая конст¬
рукция (рис. 20.15).
20.1.10. Относительные перемещения бандажей. Как извест- _
но, бандажи не имеют жесткого крепления к корпусу печи. До¬
пускаются определенные перемещения бандажей для восприятия
температурных деформаций корпуса. Это особенно важно у
горячего конца печи. Если перемещения меньше требуемых или
прекращаются совсем, то возникает опасность сужения корпу¬
са печи, повреждения футеровки на участке бандажа и обра¬
зования трещин в корпусе печи. Поэтому разработаны уст¬
ройства, позволяющие измерять относительные перемещения и
удерживать их в требуемых пределах для предотвращения
заклинивания бандажа на корпусе печи. Опасное сужение кор¬
пуса печи под бандажом предотвращается водяным охлаждени¬
ем корпуса с помощью разбрызгивающего устройства. Конечно,
при этом необходимо применить соответствующую смазку между
бандажом и башмаком под ним, закрепленным на корпусе пе¬
чи, чтобы предохранить от повреждения башмак и сам бандаж.
В последнее время с увеличением числа печей большого диа¬
метра эта проблема стала особенно актуальной.
Фирма «Смидт» разработала электронное устройство для
непрерывного измерения относительных перемещений бандажа
и корпуса. Принцип его действия показан на рис. 20.16.
21—394 321
щающихся печей
Рис. 20.14. Тройное
Рис. 20.15. Уплотне¬
ние холодного конца
печи, используемое в
СССР
| ша и п ш
т
Бесконтактный конечный выключатель закреплен на стойке
сбоку от бандажа. При каждом обороте бандажа он передает
импульс, управляющий счетчиком периодов в электронном
преобразователе. На приводе вращающейся печи смонтирован
скоростной датчик импульсов, передающий около 20000 импуль¬
сов при каждом обороте печи. Электронный преобразователь
считает число импульсов за период одного оборота бандажа
и за время одного оборота печи. Разность этих чисел пропор¬
циональна относительному перемещению бандажа, она может
Рис. 20.16. Схема измерения
относительных перемещений
бандажа и корпуса печи
I — быстродействующий датчик им¬
пульсов; 2 — бесконтактный конеч¬
ный выключатель; 3 — электронный
преобразователь; 4 — самописец;
5 — диаграмма расхода охлаждаю¬
щей воды; 6 — регулятор подачи
воды и охлаждение корпуса печи;
7— управляющий сигнал; 8 — тру¬
бопровод фильтрованной воды; 9 —
минимум, максимум относительного
перемещения (сигналы тревоги)
быть прочитана на дисплее и фиксируется самописцем. Выход¬
ной сигнал системы (0—10 В, постоянный ток) поступает на
регулятор, управляющий устройством для разбрызгивания во¬
ды и сигналами тревоги, отмечающими максимальное и мини¬
мальное относительные перемещения бандажа.
Фильтрованная вода разбрызгивается по корпусу печи через
систему сопел в виде трех блоков по 2 шт. Эта система приво¬
дится в действие тремя магнитными клапанами, связанными
с упомянутым регулятором [191а, 87с].
Бандажи массой более 100 т слишком тяжелы для транс¬
портирования и монтажа; поэтому их составляют из двух одина¬
ковых колец, которые при монтаже прижимают друг к другу.
Смещение между обеими половинами бандажа при эксплуата¬
ции, как правило, невелико именно вследствие их идентичнос¬
ти, а контактная поверхность половин бандажа удобна для
смазки [191 в].
20.1.11. Самоустанавливающиеся опорные ролики. Основ¬
ным фактором при расчете опорных роликов является давле¬
ние Герца1 между бандажом и опорным роликом, измеряемое
в кгс/см2. Теоретически при неизменяемых поверхностях кон¬
такт представляет собой прямую линию. Практически обе со¬
1 Г. Герц в 90-х годах XIX в. первым решил контактную задачу в опи¬
сываемом ниже приближении классической теории упругости. (Прим. ред.)
322
прикасающиеся поверхности деформируются под давлением,
и поверхность контакта имеет вид почти плоского прямоуголь¬
ника шириной несколько мм. Размеры бандажа и роликов вы¬
бирают так, чтобы уровень возникающих напряжений устанав¬
ливался намного ниже предела упругости.
Чтобы линия начала контакта постоянно была прямой, фир¬
ма «Смидт» разработала конструкцию самоустанавливающе-
гося опорного ролика. Она основана на обеспечении линейного
контакта между подшипниками и валом ролика. С этой целью
Рис. 20.17. Самоустанав-
ливающиеся опорные ро¬
лики (фирма «Смидт»)
/ — опорная подвеска; 2~
гидравлический цилиндр
подшипники снабжены опорной подвеской с шаровыми шарни¬
рами (рис. 20.17) и плавающими опорами.
Взаимное уравновешивание может достигаться также сле¬
дующими способами:
механическим — с помощью опорной подвески мостового
типа на трех опорах, выполненных с применением эластомер-
ных вулканизированных шайб, расположенных между двумя
стальными пластинами;
гидравлическим — с помощью двух взаимосвязанных опор¬
ных цилиндров, в частности соединенных с механической опор¬
ной подвеской для страховки от аварий гидравлической сис¬
темы;
с помощью четырех цилиндров, связанных между собой.
Это позволяет контролировать и при необходимости подбирать
нагрузку на ролики. Такая конструкция при любых условиях
эксплуатации обеспечивает 100%-ный контакт между бандажом
и опорным роликом. При этом поверхностное давление (дав¬
ление Герца) распределяется по всей ширине бандажа. Сле¬
довательно, можно повысить расчетный уровень давления Гер¬
ца и в результате уменьшить ширину бандажа и размеры опор¬
ных роликов. Поэтому несмотря на большое число деталей, по
данным изготовителя эта конструкция опорных роликов ока¬
зывается дешевле обычной.
21*
323
20.2. Сжигание топлива во вращающейся печи
20.2.1. Установка горелки. Труба горелки может распола¬
гаться параллельно оси печи или горизонтально. В последнем
случае она наклонена к оси печи и поверхности слоя материа¬
ла. Вследствие «столкновения» факе¬
ла со слоем материала такое положе¬
ние горелки не всегда обеспечивает
удовлетворительный обжиг.
Обычно трубу горелки помещают
в центре поперечного сечения вращаю¬
щейся печи. Однако имеются модифи¬
кации, особенно для вращающихся пе¬
чей большого диаметра, где горелку
располагают ближе к поверхности
слоя материала параллельно оси пе¬
чи, чтобы предотвратить наклон тру¬
бы горелки в направлении к матери¬
алу.
Ниже приведен пример размеще¬
ния трубы горелки вне центра по¬
перечного сечения вращающейся печи.
Пример 20.3. Внутренний диаметр корпуса печи 4,56 м; толщина фу¬
теровки 15 см; толщина обмазки 15 см.
Внутренний диаметр печи 4,56—0,30-2 = 3,96 м=396 см.
Угол естественного откоса материала 40°. При степени заполнения печи
12% высота слоя материала составляет 17,7% диаметра печи (см. табл. 20.9):
396-0,177 = 70 см; / = — — 70 = 128 см; = 64 см.
2 2
V (вертикальная проекция) = 64 cos 40° = 49 см;
h (горизонтальная проекция) = 64 sin40° = 41 см.
Это означает, что труба горелки находится на 49 см ниже центра попе¬
речного сечения печи по вертикали и сдвинута вправо на 41 см. Это положе¬
ние обозначено точкой В на рис. 20.18.
Таблица 20.9. Степень заполнения печи и высота слоя материала,
% к виутрениему диаметру печи
Степень заполнения
печи, %
Высота заполнения,
% ОТ ^вдутр
Степень заполнения
печи, %
Высота заполнения,
% от £>внутр
5
9,75
И
16,7
6
11,0
12
17,7
7
12,2
13
18,8
8
13,4
14
19,8
9
14,5
15
20,8
10
15,6
Рис. 20.18. Расположение
оси форсунки В в попереч¬
ном сечении вращающейся
печи
324
I
20.2.2. Форсунка для твердого топлива. Диаметр сопла фор¬
сунки можно определить по формуле
где d — диаметр сопла, мм; V — расход первичного воздуха, мэ/с; v — ско¬
рость воздуха в сопле, м/с.
Количество первичного воздуха составляет 15—20% всего
количества воздуха, подаваемого на горение, и может быть
рассчитано по формуле
где V — количество воздуха, необходимое для сжигания 1 кг угля (с учетом
избытка воздуха), мэ/кг; w —количество угольной пыли, необходимое для об¬
жига 1 кг клинкера, кг/кг; Q — производительность печи, кг/ч; р — отношение
первичного воздуха к общему количеству воздуха, необходимому для горе¬
ния, %.
Пр и м е р 20.4, Требуется рассчитать диаметр сопла пылеугольной фор¬
сунки при следующих исходных данных; Q = 500 т/сут клинкера=20833 кг/ч,
и = 60 м/с, р= 20%, V'=8 мэ/кг угля, w=0,25 кг/кг клинкера;
Диаметр сопла
Обычно форсунка для сжигания угольной пыли имеет фор¬
му, показанную на рис. 20.19. На рисунке обозначен диаметр
d, найденный в приведенном выше примере.
Сужение выходного участка форсунки обеспечивает улуч¬
шение смешивания угольной пыли с первичным воздухом. Из¬
менение диаметра сопла позволяет также регулировать ско¬
рость смеси угольной пыли с первичным воздухом. Обычно
выполняется правило: чем больше скорость в сопле, тем коро¬
че и интенсивнее пылеугольный факел. Скорость смеси первич¬
ного воздуха с угольной пылью является функцией производи¬
тельности вращающейся печи и ее диаметра.
На диаграмме, приведенной на рис. 20.20, показана ско¬
рость смеси в сопле форсунки, соответствующая диаметру вра¬
щающейся печи. При таких скоростях в сопле факел получает
оптимальную форму и создаются благоприятные условия для
теплообмена между факелом и обжигаемым материалом.
На рис. 20.21 показана новая конструкция пылеугольной
форсунки, позволяющая получать хорошие результаты [192].
Благодаря более полному перемешиванию угольной пыли с
первичным воздухом и повышенной турбулентности в такой
форсунке возникает короткий интенсивный пылеугольный фа-
V'wQp
3600-100 ’
325
кел, обеспечивающий повышение производительности вращаю¬
щейся печи.
Как уже указывалось в гл. 19, температура факела возрас¬
тает с увеличением температуры воздуха, подаваемого в печь.
‘Основное влияние оказывает температура вторичного воздуха.
Горячий первичный воздух является плохим носителем уголь¬
ной пыли1 и поэтому может оказывать на факел неблагопри-
фут/с V, м/с
Рис. 20.19. Схема форсунки для
■сжигания угольной пыли
Г ^
“ 41
^r-;-
ikd
2d
d{ kd _
110
300 ■
100-
300-
30
260-
80-
?29-
70-
.
60-
m-
50-
m-
40-
100-
00 A
30-
69-
40-
20-
Л,м
Рис. 20.21. Новая конструкция сопла
пылеугольной форсунки
Рис.
4
20.20.
6 8 10 12 1k 16 18 о,щт
Скорость в форсунке v в
зависимости от диаметра D вращаю¬
щейся печи
■ятное влияние. Кроме того, и долговечность вентилятора пер¬
вичного воздуха ограничивает его температуру.
Для предотвращения обгорания форсуночного сопла воспла¬
менение пылеугольного факела должно начинаться не ближе
25 см от обреза форсунки, что достигается при соответствую¬
щей скорости в сопле (см. рис. 20.20). Обгорание сопла и об¬
ратное движение пламени могут возникать при скорости в пы¬
леугольном сопле, равной или меньшей 20—25 м/с.
Руланд предложил уравнение, позволяющее рассчитать дли¬
ну пылеугольного факела во вращающейся печи [192а].
В связи с тенденцией повышения стоимости угля в цемент¬
ной промышленности начали в большом количестве применять
низкокачественный высокозольный уголь с малым содержани-
•ем летучих компонентов. Промышленный опыт свидетельству¬
ет, что оптимальная скорость истечения пылеугольной смеси
из форсунки зависит не только от диаметра печи, но в значи¬
тельной степени и от свойств применяемого угля, особенно от
тонкости его помола.
Известное положение о том, что экономичная работа вра¬
щающихся печей на низкокачественном угле невозможна, ве¬
дет к заключению о необходимости применения второго топ¬
ливного компонента. С учетом этого требования фирма «Пил-
1 Вследствие увеличения вязкости и ухудшения перемешивания с уголь
ной пылью при повышении температуры. (Прим. ред.)
,326
лард Олфойерунг» (ФРГ) разработала два типа специальных
форсунок, один из которых предназначен для смеси угля с жид¬
ким топливом (тип VR-K), а другой — для смеси угля с при¬
родным газом (тип VR-GK). По данным фирмы «Пиллард»,
при этом требуется небольшой расход первичного воздуха —
примерно 6% общего количества воздуха на горение — для
форсунок различных типов [174d].
20.2.3. Форсунка для жидкого топлива. Для работы вра¬
щающихся печей на жидком топливе применяют мазутные го¬
релки или распылительные форсунки разного типа.
Распылительные форсунки
высокого давления с фиксирован¬
ным отверстием. Расход топлива
регулируется изменением давле¬
ния. На рис. 20.22 схематически
показано сопло распылительной
форсунки высокого давления. В
наконечнике форсунки предус¬
мотрены тангенциальные шлицы,
придающие мазуту вращательное
движение. Давление жидкого
топлива преобразуется в кинети¬
ческую энергию. Если, например,
требуется снизить расход топлива на одну треть, то давление
следует уменьшить на одну девятую. Для мазута № 6 (соответ¬
ствующего типу S по DIN 51603/1963) давление 10 ати больше не
Рис. 20.23. Триплетаое сопло («Три-тип») форсунки для большого расхода!
мазута
считается достаточным для распыления. Рабочее давление
этих форсунок составляет около 90 ати при 110° С. Интервал
его регулирования ограничен соотношением около 1 :3. Более
низкая или более высокая производительность форсунки мо¬
жет быть достигнута только при замене сопла. Для получения
высокой производительности (200 кг/мин и более) применяют
форсунки мультиплетного типа с несколькими соплами, как по¬
казано на рис. 20,23 [193].
327
Рис. 20.22. Сопло мазутной фор¬
сунки высокого давления
Распылительная форсунка высокого давления с переменным
отверстием. В жидкостных форсунках другого типа предусмот¬
рено изменение сечения сопла при постоянном давлении. При
горизонтальном перемещении сердечника, расположенного в
центре входного патрубка форсунки, уменьшается или увели¬
чивается проход для топлива и, соответственно, количество
топлива, впрыскиваемого в печь. Рабочее давление составляет
около 20 ати. Интервал регулировки расхода также ограничен.
Чтобы ликвидировать эти ограничения, фирма «Пиллард»
разработала форсунку специальной конструкции, позволяю¬
щую осуществлять регулировку в широких пределах (тип MY).
Эта конструкция позволяет в период запуска переключать
один из двух подающих мазут трубопроводов на возврат ма¬
зута. С таким циклом даже мощные печные агрегаты из холод¬
ного состояния могут быть доведены до нормальной работы на
стационарном устройстве для сжигания топлива [174].
Форсунка с рециклом мазута. При применении такой фор¬
сунки может быть достигнуто регулировочное соотношение
1 :8; этого вполне достаточно, чтобы запустить холодную вра¬
щающуюся печь и обеспечить ее нормальную эксплуатацию.
Форсунка с рециклом мазута схематически показана на
рис. 20.24. Жидкое топливо через полость корпуса и тангенци¬
альные шлицы поступает в вихревую камеру, где получает
вращательное движение и впрыскивается в печь через отверс¬
тие сопла. Однако впрыскивается только часть топлива; остав¬
шаяся часть возвращается через центральный трубопровод в
запасной бак. Количество топлива, подаваемое в печь и воз¬
вращаемое в бак, регулируется вентилем, установленным на
трубопроводе возврата. В этой системе производительность на¬
соса должна на 30—50% превышать максимальную произво¬
дительность сопел. Рабочее давление находится в пределах
20—40 ати.
Двухканальная форсунка фирмы «Пиллард». Развитие жид¬
костных форсунок с подачей воздуха для вращающихся печей
ясно продемонстрировало преимущество двухканальных кон¬
струкций. Современный уровень техники в этой области пред¬
ставляет форсунка типа VR фирмы «Пиллард» (рис. 20.25).
j
1 — подача топлива; 2 — воз¬
врат топлива; 3—вихревая
камера; 4 — плита сопла;
5 — сопло; 6 — конус разлета
капель; 7 — разрез вихревой
камеры
Рис. 20.24. Форсунка с
рециклом мазута
328
Здесь первичный воздух поступает в два концентрических
канала. Вихревая камера, расположенная на входе из внут¬
реннего канала, придает внутреннему потоку первичного воз¬
духа быстрое вихревое движение. Наружный поток первично¬
го воздуха выходит по оси канала. Регулировка перемешива¬
ния обоих воздушных потоков позволяет произвольно изменять,
форму факела. Во время работы печи дроссельный клапан
Рис. 20.25. Двухканальиая форсунка типа VR фирмы «Пиллард»
1— «шток» сопла; 2— резиновая ручка для регулирования положения сопла; 3 — быст¬
родействующий запорный ниппель; 4— упор; 5 — труба для подачи топлива; 6 — труба>
для возврата топлива; 7— головка форсунки; 5 —гайка головки форсунки; 9 — дроссель¬
ный клапан; 10 — центрирующие ребра; // — корпус «штока»; 12 — корпус спиральной]
камеры; 13 — воздушный корпус; 14 — огнестойкая изоляция; 15 — первичный воздух;
16 — патрубок спиральной подачи; 17 — патрубок осевой подачи; L — номинальная дли¬
на форсунки
Рис. 20.26. Формы факела, образуемые акустической форсункой
обеспечивает распределение первичного воздуха между кана¬
лами. Наружный поток первичного воздуха выполняет также
задачу охлаждения корпуса форсунки. Кроме того, наружную
трубу форсунки обычно защищают от перегрева огнестойкой
изоляцией (см. рис. 20.25) [174d],
Акустическая форсунка. Так называемая ультразвуковая
форсунка [194] позволяет в широких пределах изменять фор¬
му факела горения жидкого топлива.
Акустические сопла, в которых используются звуковые вол¬
ны, генерируемые сжатым воздухом или паром при давлении
б ати, распыляют жидкое топливо на однородные капли любо¬
го требуемого размера. Они позволяют получить разнообраз¬
ные формы факела. На рис. 20.26 показаны две экстремальные
формы факела, полученные с помощью такой форсунки.
329'
Акустическая форсунка состоит из ультразвукового газово¬
го сопла, резонатора и топливного сопла. На рис. 20.27 пока¬
зана схема такой форсунки.
В зависимости от модели форсунки частота вибрации резо¬
натора составляет от 10000 до 20000 Гц; при этом создается
топливное облако из капель диаметром около 5 мкм. Интервал
регулировки расхода равен 1 : 15. Неблагоприятным фактором
а данном случае является уровень шума. Персонал, обслужи-
;Рис. 20.27. Схема акустической фор-
■ сунки
7— сжатый воздух; 2 —подача мазута;
■8 — распределительный канал; 4 — струя
■мазута; 5 — резонатор; 6 — сферические
звуковые волны, дробящие мазут на одно¬
родные капли
вающии печь, вынужден надевать
звукоизолирующие наушники.
Такая форсунка не является уль¬
тразвуковой. Ультразвуковые
частоты начинаются после
30000 Гц, т. е. находятся за поро¬
гом слышимости.
Рис. 20.28. Газовая горелка с под¬
вижным сердечником
23 ■ ■
, г
\ 1
\ '
Рис. 20.21. Новая конструкция сопла
пылеугольной форсунки
20.2.4. Газовые горелки. Газовая горелка, наиболее рас¬
пространенная в цементной промышленности США, представ-
.ляет собой простую трубу с одним каналом для газа без пода¬
чи первичного воздуха, не требующегося для сжигания газа во
вращающихся печах.
Высокая скорость истечения природного газа из сопла
(300—400 м/с) вызывает интенсивный подсос горячего воздуха
■из клинкерного холодильника и немедленное, достаточно пол¬
ное перемешивание его с газом, что делает излишней подачу
первичного воздуха. Поэтому достигается экономия за счет
•стоимости вентилятора первичного дутья и расходов по экс¬
плуатации. Одновременно исключаются потери тепла на на¬
грев холодного первичного воздуха. При этом полнота сгора¬
ния газа достигается без особого избытка воздуха. Факел на¬
чинается примерно на расстоянии 50 см от сопла.
.330
В газовой горелке, схематически представленной на рис,
20.28, длина факела и скорость истечения газа из сопла регу¬
лируются путем перемещения сердечника в сопле, т. е. измене¬
нием поперечного сечения его отверстия. На форму факела ока¬
зывает влияние также форма сердечника. Вытянутый сердеч¬
ник с закругленными гранями, показанный на рисунке, даег
удлиненный факел. Короткие сердечники с острыми гранями
создают турбулентный широкоугольный и поэтому короткий
факел.
Сердечник, показанный на рис. 20.29, имеет изогнутые от¬
ражатели из тонколистовой стали для завихрения газовой
струи и дальнейшего укорочения факела. В этой горелке сер¬
дечник и отражатели могут перемещаться независимо один от
другого. Применяют сопла с отверстиями от 70 до 120 мм, по¬
перечное сечение которых регулируется перемещением сердеч¬
ников. Рабочее давление газа 2,5 ати [174а].
Фирма «Пиллард Олфойерунг ГмбХ» сообщала об успеш¬
ной эксплуатации газовой горелки новой конструкции VP-G,
В этой горелке газовый поток разделяется, как минимум, на
две струи с независимой регулировкой каждой из них. Эта сис¬
тема удовлетворяет требованию оптимальной приспособляе¬
мости к условиям процесса обжига во вращающейся печи
[174d].
20.3. Способы подготовки материала к обжигу
во вращающихся печах
Различают два основных способа подготовки материала для
питания вращающихся печей.
1. Мокрый способ; сырьевой шлам с 18—45% воды полу¬
чают в болтушках, мокрым помолом или сочетанием этих при¬
емов.
Мокрый способ подготовки необходим, когда физические
свойства компонентов сырья (пластичной глины, мела с высо¬
кой влажностью и т. д.) не допускают экономичного получения
сухой сырьевой муки.
2. Сухой способ, при котором из сухих компонентов сырья
готовят сырьевую муку.
В зависимости от способа подготовки материала применя¬
ют следующие способы обжига во вращающихся печах.
1. При мокром способе:
а) в длинных вращающихся печах с внутренними теплооб¬
менными устройствами, такими, как цепи, сегменты и др.;
б) в коротких вращающихся печах без внутрипечных уст¬
ройств с запечными теплообменниками для подсушки сырьево¬
го шлама; эти теплообменники известны под названиями «су¬
шилки для шлама», «концентраторы» и «кальцинаторы»;
в) во вращающихся печах средней длины с предваритель*
ным механическим обезвоживанием сырьевого шлама в отса¬
331
сывающих или прессующих фильтрах; для измельчения кека
влажностью 15—20% и последующей сушки в печах предус¬
матривается короткая цепная зона;
г) в коротких вращающихся печах без внутрипечных уст¬
ройств с предварительным механическим обезвоживанием
сырьевого шлама. Образующийся кек перерабатывается в бри¬
кеты или гранулы, которые поступают в подогреватель, напри¬
мер, шахтного (подогреватель фирмы «Дэвис») или колосни¬
кового типа (решетка «Леполь» фирмы «Полизиус»).
2. При сухом способе:
а) в длинных вращающихся печах без внутрипечных уст¬
ройств;
б) в длинных вращающихся печах с внутренними тепло¬
обменными устройствами, такими, как цепи, керамические мос¬
тики и т. д.;
в) в коротких вращающихся печах, работающих совмест¬
но с подогревателями, такими, как суспензионные теплообмен¬
ники или решетки «Леполь»;
г) во вращающихся печах с котлом-утилизатором.
20.3.1. Сравнение сухого и мокрого способов производства.
Основным преимуществом сухого способа производства по
сравнению с мокрым является низкий удельный расход топли¬
ва на обжиг клинкера.
Если для нового проекта необходимо выбрать способ про¬
изводства, то следует иметь в виду, что нет общего правила
для такого выбора, так как отсутствует единый метод сравни¬
тельной оценки эффективности обоих способов; следователь¬
но, невозможно однозначно установить превосходство одного
из них.
Советские специалисты разработали формулу, которая по¬
казывает, в каком случае экономически выгоднее применение
сухого или мокрого способа. Коэффициенты, входящие в эту
формулу, базируются на ценах, принятых в социалистической
плановой экономике, и неприменимы в сфере капиталистичес¬
кой экономики [195].
Раньше придерживались мнения, что клинкер мокрого спо¬
соба производства имеет лучшее качество и более однороден
благодаря лучшей гомогенизации сырьевых компонентов в виде
шлама. Теперь же достигшее высокого совершенства пнев¬
матическое гомогенизирующее оборудование и методы под¬
готовки позволяют получить сырьевую муку такой же однород¬
ности, как у сырьевого шлама. Поэтому отсутствует и разни¬
ца в качестве клинкера.
Однако советские эксперты утвержают, что в зоне сушки
вращающихся печей мокрого способа помимо физического про¬
цесса испарения влаги идет также ослабление связей в крис¬
таллической решетке. В результате ускоряется процесс обра¬
зования клинкера при дальнейшем обжиге. Считают, что по
332
этой причине в некоторых случаях цемент лучшего качества
получают при мокром способе производства [196]1.
Дозировать сухие компоненты сырьевой смеси для получе¬
ния требуемого состава значительно проще, чем влажные,
мокрые или пластичные [197]. Известно, что мокрый помол
связан с более низкими затратами. Для помола одного и того
же материала до одинаковой крупности при сухом способе
требуется на 30% больше энергии, чем при мокром. Однако
это преимущество уравновешивается тем, что износ броневых
плит и мелющих тел при сухом способе составляет только
30—40% износа при мокром помоле. Поэтому более высокий
износ стали при мокром помоле компенсируется более высоким
расходом энергии при сухом.
Для цементного завода, работающего по мокрому способу,
требуемый объем емкостей для шлама примерно на 20% мень¬
ше, чем для сырьевой муки на заводе сухого способа такой же
производительности [198, 199].
Обычно расход тепла при мокром способе составляет
1300 ккал/кг клинкера, а при сухом способе в печах с тепло¬
обменниками— около 800 ккал/кг клинкера. Таким образом
получаем разность 500 ккал/кг в пользу сухого способа. Если
средняя стоимость 25 2000 ккал (28 м3 природного газа) состав¬
ляет 35 центов США и годовая производительность равна
643000 т клинкера, то при сухом способе получаем экономию
643-106 кг-500 ккал
*0,35 = 447 000 долларов.
252 000 ккал
Объем отходящих печных газов на 1 т клинкера при сухом
способе равен
800 ккал-1000 кг .
= 89м3 природного газа-12 = 1068 м3 продуктов сгорания.
9000 ккал
Если прибавить к продуктам сгорания 283 м3 диоксида уг¬
лерода из сырьевой муки, го получим всего 1351 м3/т. Объем
отходящих газов при мокром способе:
300 ккал-1000 кг , . ,
■ = 144 м3 природного газа-12 = 1733 м3 продуктов сгорания
9000 ккал
плюс 283 м3 диоксида углерода из сырьевой смеси и плюс 844 кг
воды из шлама, т. е.
844-22,4
18
= 1050м3 водяного пара.
1 Присоединяясь к этому выводу, нельзя не отметить, что разница в ка¬
честве цемента обусловлена обжигом при мокром способе в основном гра¬
нул, а при сухом — порошка, разные фракции которого перемещаются по пе¬
чи с различными скоростями, что нарушает однородность продукта. {Прим.
ред.)
333
Общий объем отходящих печных газов равен 3066 м3, или
на 3066—1351 = 1715 м3/т больше, чем при сухом способе.
Чтобы получить 2000 т клинкера в сутки при сухом спосо¬
бе подготовки сырья, необходимо переработать 2000-1,6 =
= 3200 т/сут сырьевой муки; при мокром способе масса сырья
для получения такого же количества клинкера больше на
2000-0,844 = 1760 т/сут. В результатее этого повышается рас¬
ход электроэнергии и т. п.
Новые вращающиеся печи мокрого способа, разработанные
с учетом свойств сырьевых материалов, представляют собой
мощные агрегаты диаметром около 5 м п длиной 160—200 м.
Эти печи оборудуются мощными цепными системами стои¬
мостью около 100 тыс. долларов США. Такие системы требуют
осторожного обращения, особенно при остановках печи и пе¬
рерывах в подаче электроэнергии.
Вращающиеся печи сухого способа, работающие с подогре¬
вателями сырьевой муки, при большой производительности
имеют размеры от 4X60 до 5ХВ0 м. В целом при равной про¬
изводительности стоимость короткой вращающейся печи
сухого способа с теплообменником примерно равна стоимо¬
сти длинной вращающейся печи мокрого способа с цепной
системой.
В настоящее время сухой способ производства считается
более экономичным. Однако, если имеются пластичные мел и
глина с естественной влажностью 15—20%, легко размучива¬
емые в болтушках и не требующие значительных затрат на
помол, может быть принят мокрый способ.
В США 39% всего цемента производится по сухому способу.
Число цементных заводов сухого способа растет. В Мексике
97% цемента производится по сухому способу, в Японии —
65%, ФРГ — 92% (1976 г.). С 1952 по 1977 г. число техноло¬
гических линий мокрого способа здесь снизилось на 18%.
СССР, где по традиции применялся в основном мокрый спо¬
соб производства цемента (88% выпуска, 1975 г.), также не¬
давно принял долгосрочную программу перевода промышлен¬
ности на сухой способ производства.
20.3.2. Производительность вращающихся печей. Многооб¬
разие конструкций вращающихся печей, способов обжига и
влияющих факторов затрудняет разработку формул для рас¬
чета производительности. Для практических целей при выбо¬
ре типоразмеров вращающихся печей используют статистические
данные по производительности аналогичных установок. Фор¬
мулы для расчета производительности печей имеют ограничен¬
ное применение, так как в них учитывается только часть фак¬
торов, влияющих на производительность; они базируются преж¬
де всего на размерах печей [39, 200].
Формула Мартина [201] учитывает некоторые термодина¬
мические факторы:
334
где Q — производительность вращающейся печи, т/ч; v — скорость газа на вы¬
ходе из печи, м/с; Vg — удельный объем газа, м3/кг клинкера; D — внутренний
диаметр печи, м.
Ходоров [202] разработал формулу для производитель¬
ности печей мокрого способа, которую Гипроцемент (СССР)
применял для проектных расчетов:
где L — длина вращающейся печн, м; W — влажность шлама, %; К — коэф¬
фициент, характеризующий конструкцию печи; К = 350 для коротких и сред¬
них печей с легкими завесами или без них; К = 1150 для длинных печей с
L/D — 20—55 и мощными цепными системами.
Для анализа работы печей рассматривают следующие по¬
казатели.
1. Тепловая мощность печи — это количество тепла в еди¬
ницу времени, выделяемое в зоне спекания. Для определения
тепловой мощности Q, ккал/ч, можно применить формулу Хо-
дорова:
где D—средний внутренний диаметр печи, м.
Эта формула применима для печей мокрого и сухого спо¬
соба при LfD^3Q.
2. Удельная тепловая нагрузка поперечного сечения зоны
спекания (в свету) QP, ккал/(м2-ч),— это количество тепла в
пересчете на 1 м2 поперечного сечения зоны спекания в 1 ч:
Здесь Fз> — свободная площадь поперечного сечения печи в зоне обжига, м2;
в расчет включают 0,785 D, где D — диаметр стального корпуса печи.
Тепловая нагрузка свободного поперечного сечения печи не
должна превышать 3,46- 106 ккал/(м2-ч). Это значение полу¬
чено из условия, что скорость печных газов в зоне спекания не
должна превышать 8,6 м/с для обеспечения эффективного теп¬
лообмена между газом и материалом. Печи мокрого способа
расходуют больше тепла на сушку шлама; в этом случае чаще
обжиг ведут с большим избытком воздуха, поэтому скорость
газов в зоне спекания превышает 8,6 м/с и достигает 10 м/с.
Высокая скорость газов не только ухудшает теплообмен, но так¬
же служит причиной захвата большого количества пыли из
обжигаемого материала. Следует учитывать, что концентрация
<2 =
Q= 1,1 - 10е Z>3,
335
1
пыли в печных газах растет пропорционально кубу их скорос¬
ти [203].
3. Тепловая нагрузка зоны спекания — так называют коли¬
чество тепла, выделяемое в 1 м3 зоны спекания в 1 ч. Для рас¬
чета должна быть известна длина зоны спекания, которую мож¬
но принять по рис. 20.30. Длина зоны спекания зависит от
Рис. 20.30. Зависимость длины зоны
спекания, выраженной в диаметрах
печи D, от удельного расхода тепла
на обжиг клинкера q
удельного расхода тепла на об¬
жиг клинкера [204].
Q,T/(MJ-cym)
Рис. 20.31. Удельная производитель¬
ность Q врашающихся печей мокрого
производства в зависимости от внут¬
реннего объема печи V
Из практического опыта известно, что тепловая нагрузка
зоны спекания составляет около 300000 ккал/(м3-ч). Это
ориентировочное значение, которое может колебаться в преде¬
лах ±10%, но в целом рассматривается как постоянная вели¬
чина. Эксперименты с целью ее увеличения путем форсирова¬
ния режима обжига привели к повышению температуры отхо¬
дящих газов и скорости газов в печи, поэтому не достигли
поставленной цели.
Длинные вращающиеся печи мокрого способа производства.
В табл. 20.10 приведены размеры и данные о производительнос¬
ти длинных вращающихся печей мокрого способа производства.
Как видно из таблицы, удельная производительность длин¬
ных печей мокрого способа составляет в среднем 0,526 т/(м3Х
X сут) (полезный объем печи рассчитывается за вычетом футе¬
ровки). Удельная производительность вращающейся печи яв¬
ляется функцией ее размеров. Старые вращающиеся печи ма¬
лых размеров, имеющие объем до 500 м3 и не представленные
в табл. 20.10, имеют высокую удельную производительность —
около 0,65 т/(м3-сут). Новые мощные вращающиеся печи мок¬
рого способа объемом 7500—8000 м3 имеют более низкую удель¬
ную производительность — 0,45 т/(м3-сут). Это видно из диаг¬
раммы, представленной на рис. 20.31.
336
1
Таблица 20.10. Размеры и производительность длинных
вращающихся печей мокрого способа производства
Размеры, м
L/D
Свободный
объем, м3
Производи¬
тельность,
т/сут
Удельная про¬
изводитель¬
ность,
т/(м3-сут)
Вращающиеся печи ФРГ:
6,9/6,4/7,6X231
33:1
7519
3400
0,452
7,0/6,25X202
31:1
5710
3000
0,525
5,6X183
33:1
3850
2000
0,519
4,8/5,3X165
30:1
2800
1500
0,535
4,55/5X164
34:1
2378
1250
0,525
4,25/4,85X160
35:1
2112
1250
0,591
4,55/4,10/4,55X152
35:1
1900
1000
0,526
3,8/4,4X130
32:1
1716
918
0,534
Вращающиеся печи СССР:
5X185
37:1
2940
1700
0,578
4,5X170
38:1
2244
1200
0,534
4X150
37,5:1
1525
850
0,557
Отношение длины к диаметру L/D у длинных вращающихся
печей мокрого способа составляет в среднем 33:1. Удельный
расход тепла находится в пределах 1300—1650 ккал/кг клин¬
кера. По сравнению с короткими печами старых конструкций
длинные печи дают экономию тепла 400—700 ккал/кг клин¬
кера. Температура отходящих газов длинных вращающихся
печей мокрого способа равна 150—230° С. Концентрация пыли
в отходящих газах составляет около 15 г/м3.
Удельные энергозатраты при работе длинных печей мокро¬
го способа равны 14—22 кВт-ч/т клинкера, считая от шлам-
бассейна до попадания клинкера на колосниковую решетку хо¬
лодильника. Потери тяги в длинных вращающихся печах мокро¬
го способа с цепными системами составляют 150—180 мм
вод. ст.
20.4. Обезвоживание сырьевого шлама
Снижение влагосодержания сырьевого шлама осуществля¬
ется двумя способами: химическим — путем введения разжи-
жителей шлама и механическим — путем обезвоживания шла¬
ма в подходящих фильтрах, например барабанных или диско¬
вых. Применяют также фильтр-прессы, формующие брикеты
влажностью 18—20%. Однако это требует дополнительных ка¬
питаловложений. Механическое обезвоживание шлама допус¬
кает укорачивание длинных вращающихся печей мокрого спосо¬
ба производства.
На рис. 20.32 приведена зависимость между влажностью
сырьевого шлама и удельным расходом тепла, характеризуе¬
мым так называемым коэффициентом расхода тепла [206].
22—394
337
Например, вращающаяся печь, питаемая шламом влаж¬
ностью 38%, имеет удельный расход тепла 1500 ккал/кг клин¬
кера. Снижение влажности шлама до 36% должно сократить
удельный расход тепла до 1500x0,95 (коэффициент) = 1425
ккал/кг, и, наоборот, повышение влажности шлама до 41% по¬
высит удельный расход тепла до 1500X1,08 = 1620 ккал/кг
клинкера.
20.4.1. Химическое обезвоживание (разжижители шлама).
Цементный сырьевой шлам — гетерогенная система, состоящая
из воды и твердых веществ в
виде мелких дисперсных час¬
тиц. Эта система обладает оп¬
ределенной вязкостью, кото¬
рая измеряется растекаемос-
тью шлама на пластинке Су-
тарда. Шлам, легко перекачи¬
ваемый насосом, имеет расте-
каемость 60—65 мм на виско¬
зиметре Сутарда. Подобный
же вискозиметр для шлама
разработан фирмой «Смидт».
Разжижители добавляют к
цементному сырьевому шламу
для снижения его влажности
при сохранении вязкости.
Каждый процент снижения влажности шлама повышает про¬
изводительность печи примерно на 1,5%; одновременно прибли¬
зительно на 1% снижается расход тепла на обжиг клинкера.
Разжижители шлама вводят в сырьевую мельницу; некото¬
рые из них одновременно служат интенсификаторами мокрого
помола.
Эффективность разжижителей шлама существенно зависит от
его физико-химических свойств. Подходящие разжижители
подбирают экспериментально для каждого сырьевого материа¬
ла и каждого цементного завода. При этом каждый разжижи-
тель характеризуется оптимальной концентрацией, превышение
которой ведет к росту вязкости шлама. Например, при добав¬
ке 0,33% NaOH влажность шлама снижается с 40 до 34,6%, од¬
нако при большем количестве NaOH шлам станет более
«жестким».
Возраст шлама также влияет на его свойства, хотя это
трудно учесть в производственных условиях. Шлам 40%-ной
влажности имеет такую же вязкость в возрасте 7 сут, что и
свежий шлам из того же сырья влажностью 35,8%. При более
грубом помоле вязкость шлама снижается.
Ионы и молекулы разжижителей адсорбируются на поверх¬
ности частиц в шламе. Это предотвращает агломерацию частиц,
снижает внутреннее трение и повышает текучесть.
Рис. 20.32. Коэффициент расхода теп¬
ла К в зависимости от влажности
сырьевого шлама W, %
338
Имеется две группы разжижителей шлама 1:
а) щелочные электролиты — силикат натрия Na2Si03, гид¬
роксид натрия NaOH, карбонат натрия Ца2СОз;
б) поверхностно-активные, в основном органические вещест¬
ва—'Производные лигнина, лигносульфонат кальция, гумино-
вые кислоты, сульфитный щелок, углесодержащие добавки, ме¬
лассы и т.д.
Добавка 0,3—0,4% концентрата сульфитного щелока (здесь
и ниже сухое вещество в расчете на сухую смесь) позволяет
снизить влажность шлама на 3—4%, а в некоторых случаях —
до 8%. Сульфитный щелок одновременно служит интенсифика-
тором помола. Его смесь с карбонатом натрия (1 :1), добавлен¬
ная в количество 0,6—0,8%, снижает влажность шлама на 5—
8%. Описан случай, когда добавка 0,075% Ца2СОз позволила
снизить влажность шлама с 42 до 31,4% без уменьшения его
текучести.
Добавка жидкого стекла в количестве 0,1% снижает влаж¬
ность с 35,5 до 24%. При добавке триполифосфата натрия
ПазРзОю (ТПФН, или STPP) в количестве 0,8% влажность
шлама снижается на 3%, если в нем отсутствуют растворимые
сульфаты кальция или магния. Последние взаимодействуют с
ТПФН и «отравляют» его.
С другой стороны, разжижению шлама способствует повы¬
шение значения pH, так как при высокой концентрации гидро¬
ксильных ионов хлопья не образуются. Это достигается, напри¬
мер, при добавке соды к ТПФН. Применение щелочных электро¬
литов в качестве разжижителей шлама требует точной дози¬
ровки во избежание их отрицательного влияния на процесс об¬
жига и качество цемента.
Затраты на разжижитель шлама должны быть ниже эко¬
номии от снижения расхода топлива [207—216], достигаемой
при введении разжижителя.
20.4.2. Механическое обезвоживание шлама (цепные систе¬
мы). Вращающиеся печи мокрого и сухого способов производст¬
ва содержат различные цепные системы. Их единственным на¬
значением в печах сухого способа является интенсификация
теплообмена между горячими печными газами и сырьевой му¬
кой. В печах мокрого способа цепные системы, кроме того, слу¬
жат для испарения влаги и транспортирования материала и
предотвращают образование шламовых колец.
Цепные системы сами по себе не являются механическими
устройствами для обезвоживания шлама, однако так как они
выполняют значительную механическую работу (в дополнение
к сушке шлама), их часто относят к группе механических обез-
воживателей шлама2.
1 Третья группа—смеси разжижителей двух первых групп. (Прим.
ред
2 Все же это представляется спорным. (Прим. реа.)
22*
1
Различают цепные системы двух типов: цепные завесы
(рис. 20.33) и цепные гирлянды (рис. 20.34)i.
В цепных завесах каждую цепь закрепляют только за один
конец. Длина цепей составляет примерно 0,7 внутреннего диа¬
метра печи (см. рис. 20.33). Расстояние между точками подвес¬
ки отдельных цепей по окружности около 30 см, при менее
плотных завесах — 40—45 см. Примерно такое же расстояние
вдоль оси печи между кольцами навески. Кольца навески рас¬
полагают перпендикулярно оси печи. В СССР применяют креп¬
ление цепной завесы по винтовой линии2.
Цепные гирлянды должны провисать так, чтобы оставшее¬
ся свободным расстояние составляло 0,4 внутреннего диаметра
печи (см. рис. 20.34). Цепи, входящие в гирлянды, подвеши¬
ваются за оба конца вдоль винтовой линии, эта линия образу¬
ет с осью печи угол от 45 до 60°. Для печей диаметром до 4 м
этот угол должен составлять 45—50°, а для печей диаметром
более 4 м — 60°.
Во вращающихся печах сухого способа всегда применяют
цепные завесы (рис. 20.35). В цепной зоне оставляют один или
два участка без цепей; эти участки выравнивают температуру
газов, служат буферным объемом для выравнивания скоростей
транспортирования отдельных фракций материала, способству¬
ют осаждению пыли и дают возможность для установки тер¬
мопар.
Во вращающихся печах мокрого способа применяют комби¬
нацию из цепных гирлянд и завес (рис. 20.36).
1 В отечественной литературе они называются завесами со свободно ви¬
сящими концами и гирляндно-винтовыми, но изложенная в тексте классифи¬
кация за рубежом общепринята и достаточно наглядна, к тому же и сами
названия короче; поэтому они сохранены в переводе. (Прим. ред.)
2 В шахматном порядке. (Прим. ред.)
Рис. 20.33. Цепная завеса
Рис. 20.34. Цепная гирлянда
340
1
Цепные гирлянды лучше перемещают материал в печи, чем
свободно висящие цепи, что особенно важно для мокрого спо¬
соба. Однако монтаж завес проще и выполняется быстрее, чем
монтаж гирлянд.
Гидравлическое сопротивление цепных завес составляет 1—■
2 мм вод. ст., а цепных гирлянд — 2—3 мм вод. ст. на 1 м дли¬
ны цепной зоны.
30м
Рис. 20.35. Цепная система вращающейся печи сухого способа производства
диаметром 5,3 м
/ — загрузочный конец; 2— свободные участки; 3— усреднительные участки цепной за¬
весы; 4 — основная цепная завеса (материал — нержавеющая сталь)
2S п
Рис. 20.36. Цепная система вращающейся печи мокрого способа диаметром
4,5 м
/ — загрузочный конец; 2 — свободные участки; 3 — пылевой фильтр (свободновисящие
цепи); 4 — цепная гирлянда (зона пластичного материала); 5 — цепная гирлянда (зона
гранулообразования), нержавеющая сталь
Длина цепной зоны для мокрых вращающихся печей может
быть определена по формуле
LK = 0,Q7L (о, I — 1 j ,
где L — длина печи, м; D — средний диаметр корпуса печи, м.
Необходимо также учитывать следующие критерии: при
L/Z)>33 цепная зона должна занимать 18—20% длины печи,
а при L/D = 33—25— 10%; вращающиеся печи с L/D<25 вооб¬
ще не должны иметь цепей из-за высокой температуры газов.
Кроме того, следует отметить, что шлам, покидающий цеп¬
ную зону, должен содержать 8—10% воды, так как при более
341
низкой влажности усиливается пылевыделение вследствие раз¬
рушения гранул.
Масса цепей в расчете на 1 т клинкера в сутки при мокром
способе производства составляет 120 кг, при сухом способе —
105—110 кг. При этом в 1 м3 объема цепной зоны предусматри¬
вают следующую площадь эффективной поверхности цепей: в
печах мокрого способа 6—8,5 м2/м3, сухого — 8,5—12 м2/м3.
Современные вращающиеся печи с описанными системами
цепей характеризуются следующими удельными расходами теп¬
ла: печи мокрого способа производства— 1280—1430, сухого —
980—1130 ккал/кг клинкера. Рационально выбранные цепные
системы по сравнению с малоэффективными позволяют дос¬
тичь экономии топлива, эквивалентной 300 ккал/кг клинкера.
Промышленный опыт показывает, что навеска цепей сум¬
марной линейной длиной 1500 м снижает температуру отходя¬
щих газов примерно на 110° С. Термический эффект цепных
гирлянд в 1,5 раза больше, чем цепных завес такой же плот¬
ности, т. е. испарительная способность гирлянд в кг воды на
1 м2 поверхности в единицу времени на 50% больше.
Цепи во вращающихся печах сухого способа не выполняют
работы по сушке материала, поэтому температура отходящих
газов в них примерно 400° С, в то время как в печах мокрого
способа с удачной конструкцией цепных систем она составляет
примерно 200° С.
Материал цепей: при температуре ниже 530°С можно при¬
менять закаленную цементированную сталь. Однако при более
высоких температурах ее твердость и износостойкость исчеза¬
ют. При температуре 530—640°С может быть использована
закаленная нержавеющая сталь с высоким содержанием хро¬
ма. В интервале 640—800° С рекомендуется использовать нер¬
жавеющую сталь 18 Сг 8 №, при 530—970°С—-нержавеющую
сталь № 309 или № 310 (ASTM). При температурах, превыша¬
ющих 970° С, применяют высокопрочные и термостойкие сплавы
с высоким содержанием хрома и никеля.
Сплавы, содержащие более 20% никеля, не используют из-
за их чувствительности к воздействию среды. При высоком со¬
держании никеля и хрома повышается стойкость цепей к окис¬
лению. Несмотря на это, содержание кислорода в печных газах
не должно превышать 2%.
При восстановительной атмосфере в печи на цепи оказыва¬
ет сильное воздействие сероводород.
Перегрев повреждает цепи из любого материала.
Износ цепей во вращающихся печах мокрого способа произ¬
водства составляет 100—150 г/т клинкера. В длинных печах
сухого способа износ цепей составляет 80—120 г/т клинкера
[217—231 а].
20.4.3. Внутрипечные устройства во вращающихся печах
мокрого способа производства. За исключением цепных систем,
342
внутренние теплообменники во вращающихся печах мокрого
способа подразделяют на устройства для подогрева и сушки.
Подогреватели шлама устанавливаются во вращающихся
печах перед цепной зоной. Один из широко применяемых по¬
догревателей, разработанный фирмой «Смидт» («Кальцина-
тор»), представлен на рис. 20.37.
Стальной крест 1 делит поперечное сечение печи на четыре
камеры. Камеры А со стороны поступления шлама закрыты
стальными стенками, в то время как камеры В закрыты с про¬
тивоположной стороны. Поступающий в печь шлам проходит
Рис. 20.37. Схема внутрипечного «Кальцинатора» фирмы «Смидт» (слева —
поперечное сечение, справа — продольное)
/ — крестообразное устройство; 2 — подъемные камеры для шлама; 3 — решетки; 4 —
поступление шлама (в данном положении — через камеры В)\ 5 — выход газов через
камеры В\ 6 — выход шлама через камеры Л; 7 — поступление газов через камеры А
через камеры В во внутренний объем креста с телами напол¬
нения. Во время оборота печи шлам поднимается в резервуа¬
рах 2, выступающих из корпуса печи. После половины оборота
шлам стекает в камеры, из котерых затем поступает в цепную
зону печи. Горячие печные газы входят в подогреватель через
камеры А и через колосниковую решетку 3 — в камеры В, от¬
куда, пройдя короткий отрезок печи, выходят с низкой темпе¬
ратурой. Газы движутся через подогреватель противотоком и
непосредственно нагревают шлам; кроме того, шлам нагрева¬
ется горячими стенками камер, а также'при контакте с телами
наполнения. «Кальцинатор» фирмы «Смидт» нагревает сырьевой
шлам от 10—15 до 55—65° С и служит пылеосадителем.
По такому же принципу работает подогреватель шлама,
представленный на рис. 20.38; отличие заключается в том, что
здесь поперечное сечение печи разделено на шесть камер. Та¬
кой подогреватель шлама разработан в СССР и впервые был
установлен на цементном заводе в Ленинграде. Недостаток его
состоит в том, что колосниковая решетка со временем забива¬
343
ется; для предотвращения этого необходимо добавлять в шлам
на 2—3% больше воды [232].
Другой принцип применен в конструкции, показанной на
рис. 20.39. Здесь цепное устройство служит для усиления теп¬
лообмена между горячими печными газами и шламом. Такие
подогреватели в ряде случаев применялись в советских вра¬
щающихся печах мокрого способа производства 4,5X170 м;
диаметр подогревателя 5,5 м при длине 2,35 м. Общая длина
цепей составляет 160 м, масса 2 т, эффективная площадь по-
Рис. 20.38. Внутрипечной подогрева- Рис. 20.39. Внутрипечной подогрева¬
тель шлама с шестью теплообменны- тель шлама SKET/ZAB, ГДР
ми камерами (слева — поперечный
разрез, справа — продольный)
верхности цепей 31 м2. Этот подогреватель шлама выпускает
объединение SKET/ZAB, ГДР.
В дополнение к цепным системам и позади них (если смот¬
реть со стороны подачи шлама) часто устанавливают специаль¬
ные устройства, которые удаляют остатки влаги из подсушен¬
ного сырьевого шлама и одновременно подогревают высушенный
материал.
Такое устройство для сушки шлама показано на рис. 20.40;
оно представляет собой так называемый ячейковый теплообмен¬
ник, делящий поперечное сечение печи на семь камер для дос¬
тижения лучшего теплообмена между газом и материалом.
Ячейковый теплообменник разработан в СССР НИИЦементом
и был впервые изготовлен для вращающейся печи 4,5/5X 135 м
мокрого способа на Куйбышевском заводеОн изготовлен из
термостойкой хромоникелевой стали (25% Сг и 6% Ni). Ячей¬
ковый теплообменник установлен в печи на двух участках дли¬
ной 4,5 м, его поверхность в печи диаметром 5 м составляет
380 м2. Стальные ячейковые теплообменники применяются так¬
же в длинных вращающихся печах сухого способа. Они дороже
аналогичных керамических устройств, однако имеют меньшее
гидравлическое сопротивление.
На рис. 20.41 показан элемент устройства для сушки шлама,
разработанного в СССР Гипроцементом. В зависимости от дли-
1 Ныне завод «Волгоцеммаш». (Прим. ред.)
344
ны печи устанавливают 8—12 таких
ними признаками являются подъем
перемешивания с печными газами и
металла к материалу. Кроме того,
вращательное движение, что также
20.4.4. Внешние теплообменники
для вращающихся печей мокрого
способа производства. К установ¬
кам, подогревающим и подсушива¬
ющим сырьевой шлам вне вращаю¬
щейся печи, относятся, например,
«Кальцинатор» фирмы «Бюлер-Ми-
элементов. Их отличитель-
материала для улучшения
теплопередача от горячего
печным газам придается
способствует теплообмену.
т1
Рис. 20.40. Ячейковый теплообменник
НИИЦемента
Рис.20.41. Ячейковый теплооб¬
менник Гипроцемента (ввер¬
ху — поперечное сечение, вни¬
зу— продольный разрез)
аг», Брауншвейг и «Концентратор» фирмы «Крупп», Рейхаузен
(ФРГ).
Основной частью «Кальцинатора» является вращающийся ба¬
рабан; цилиндрическая часть барабана имеет решетку с одина-
наковыми щелями (рис. 20.42). Барабан, занятый на 50% объе¬
ма телами наполнения, вращается с частотой 1,6—1,1 об/мин в
зависимости от диаметра. Барабан заключен в изолированный
кожух из стальных листов. На кожухе установлено распредели¬
тельное устройство для равномерной подачи шлама вдоль дли¬
ны барабана.
Сырьевой шлам, содержащий 35—45% воды, вытекает из
распределительного устройства и через щели в решетке поступает
в барабан, где покрывает горячую поверхность тел наполнения.
Благодаря медленному вращению барабана изменяется форма
многочисленных узких щелей между телами наполнения, что
приводит к интенсивному теплообмену между шламом и печны¬
ми газами. На рис. 20.43 показана схема движения шлама и га¬
зов в барабане «Кальцинатора».
345
1
Ряс. 20.42. Продольный разрез «Кальцинатора» для подсушки шлама-
Рис. 20.43. Поперечный разрез
«Кальцинатора» для подсушки1^
шлама (модель 17008 фирмы <
«Бюлер-Миаг»)
Температура отходя¬
щих газов составляет око¬
ло 125° С. Благодаря вза¬
имному трению тел напол¬
нения слой шлама, под¬
вергаемый сушке, разде¬
ляется и превращается в
гранулы. Полученные гра¬
нулы через щели решетки
падают в печь. Остаточ¬
ная влажность гранул —
Ю-12%.
Эффективность приме¬
нения «Кальцинатора»
зависит от свойств сырье¬
вого материала. Сырьевой
шлам должен обладать
определенной пластично¬
стью, чтобы обеспечить
образование гранул.В за¬
висимости от содержания
влаги в шламе удельный
расход тепла при совмест¬
ной работе «Кальцинато¬
ра» с вращающейся печью
составляет 1250—1400
ккал/кг клинкера.
Размеры выпускаемых
теплообменников приве¬
дены в табл. 20.11.
346
Таблица 20.11. Размеры «Кальцинатора» для мокрого способа
производства (фирма «Бюлер-Миаг», Брауншвейг, ФРГ)
Диаметр барабана, м
3,5
3,5
3,5
3,5
3,5
4,0
4,0
4,0
4,5
4,5
5,0
5,25
Длина барабана, м
1,5
1,8
2,1
■2,5
3,1
2,5
3,1
3,6
3,1
3,6
3,6
4,0
Производитель¬
ность в пересчете
на клинкер, т/сут
150
175
200
250
300
320
400
480
500
600
750
1000
«Концентратор» фирмы «Крупп» работает аналогичным об¬
разом >.
Кальцинатор и концентратор могут также применяться в ка¬
честве подогревателей сырьевой муки при сухом способе, но пе¬
ред загрузкой в них сухая сырьевая мука должна быть увлажне¬
на добавкой 12—14% воды для грануляции. При сухом способе
производства кальцинатор и концентратор снижают расход теп¬
ла до 1100—1200 ккал/кг клинкера. Однако здесь они в основном
вытеснены теплообменниками суспензионного типа.
20.5. Длинные вращающиеся печи
сухого способа производства
Длинные вращающиеся печи сухого способа широко приме¬
няются в США благодаря минимальной потребности в обслужи¬
вающем персонале и надежности в эксплуатации. В этих печах
длиной 140—160 м вначале не применяли внутренних теплооб¬
менных устройств, в связи с этим температура отходящих газов
составляла 700—750° С. Для ее снижения перед пылеотделени-
ем использовали разбрызгивание воды. В дальнейшем для улуч¬
шения использования тепла в таких печах стали устанавливать
цепные устройства, а позже — крестообразные металлические
подогреватели и керамические теплообменники.
20.5.1. Керамические теплообменники. Керамические тепло¬
обменники (рис. 20.44 и 20.45) применяют в печах в виде сек¬
ций длиной по 4—5 м. Как правило, устанавливают три секции,
отстоящие одна от другой на расстоянии 3—4 м; соседние
секции смещены на 60°. Материалом для керамических тепло¬
обменников служит огнестойкий шамот, содержащий 70—75%
А120з.
На рис. 20.44 показан керамический теплообменник, разде¬
ляющий поперечное сечение печи на три сектора. Такой тип ке¬
рамических теплообменников называют мостиком Дитце.
1 В СССР подобные теплообменники называются концентраторами по
этому прототипу. (Прим. ред.)
347
Керамический теплообменник, разделяющий поперечное се¬
чение печи на четыре квадранта (рис. 20.45), называют мости¬
ком Азбе.
Цель этих устройств — распределить материал и печные га¬
зы на три или четыре потока для улучшения контакта и тепло¬
обмена между газом и материалом. Здесь проявляется и интен¬
сивный теплообмен керамического материала с обжигаемым.
Благодаря интенсивному пересыпанию достигается передача
Рис. 20.44. Трехкамерный ячейко¬
вый керамический внутрипечной
теплообменник (мостик Дитце)
J-u
J—L
J“U
_н_
г*"1-
J-L
-Н-
-Н_
М
гиг
К
J-L
-ги
4-L
-гц
_н_
-ги
-н-
J-I-
Рис. 20.45. Крестовидный ячейко¬
вый внутрипечной теплообменник
(мостик Азбе)
тепла от более теплых слоев материала к холодным. Недоста¬
точное перемешивание материала в печи может привести к
повышению содержания свободной извести до 2% и более и уве¬
личению потерь при прокаливании клинкера. Применение кера¬
мических внутрипечных устройств повышает производитель¬
ность вращающейся печи на 8—12% при эквивалентном сниже¬
нии удельного расхода тепла. Температура отходящих газов
снижается на 80—100° С. Керамические теплообменники уста¬
навливают там, где температура печных газов составляет 1200—
1000° С, так как на этих участках печи наблюдается максималь¬
ная разность температур между газом и материалом, следова¬
тельно, они наиболее пригодны для интенсивного теплообмена.
Однако применение как керамических, так и металлических
внутрипечных теплообменников приводит к значительному рос¬
ту гидравлического сопротивления печей и затрат электроэнер¬
гии на привод дымососа. При совместном получении из гипса
цемента и серной кислоты в печных газах содержится SO2, что
не позволяет применять металлические теплообменники; в этом
случае керамические теплообменные устройства особенно по¬
лезны [232а].
При реконструкции длинных вращающихся печей мокрого
способа на сухой с цепными системами в ряде случаев удается
348
повысить выпуск клинкера на 35—40% при снижении удельного
расхода тепла в среднем на 33%.
Температура отходящих газов у длинных вращающихся пе¬
чей сухого способа с цепными системами составляет 380—400° С;
использование этих отходящих газов позволяет подсушивать
поступающий в печь материал влажностью до 13%. Если для
подогрева используется также аспирационный воздух клинкер¬
ного колосникового холодильника, то удается высушивать
сырьевую смесь влажностью до
15% [232Ь]. Это широко приме¬
няется в Западной Европе, где
вращающиеся печи сухого спосо¬
ба связывают с сушилками для
сырьевой смеси, что, конечно,
усложняет обслуживание. В США,
наоборот, избегали подобного
усложнения, пока ограничения
расхода топлива до начала ны¬
нешнего нефтяного кризиса не
были такими жесткими, как в дру¬
гих странах.
20.5.2. Керамические подъем¬
ные устройства и полки. Благо¬
даря подъему обжигаемого мате¬
риала с помощью металлических
полок, керамических подъемных
кирпичей (лифтов) и карманов
(рис. 20.46) частицы материала
попадают непосредственно в газовый поток, что повышает интен¬
сивность теплообмена. Этому способствует и турбулентное дви¬
жение, придаваемое печным газам.
Применение подъемных кирпичей или полок в коротких вра¬
щающихся печах сухого способа производства дает следующие
преимущества: снижается температура отходящих газов с 600
до 500° С, повышается на 12% производительность печи, снижа¬
ется на 20% удельный расход тепла. Поскольку керамиче¬
ские подъемные кирпичи склонны к растрескиванию, метал¬
лические подъемные полки считают лучшим техническим ре¬
шением.
20.5.3. Одноступенчатый суспензионный теплообменник. Для
снижения выделения пыли, т. е. для разгрузки обеспыливающе¬
го устройства, а также для экономии тепла длинные печи сухого
способа часто оборудуются одноступенчатыми суспензионными
теплообменниками (рис. 20.47), обычно состоящими из двух
теплообменных циклонов, подключенных параллельно.
20.5.4. Размеры и производительность вращающихся печей.
В табл. 20.12 приведены размеры и производительность длинных
вращающихся печей сухого способа производства.
Рис. 20.46. Керамические устрой¬
ства для подъема обжигаемого
материала во вращающейся печи
(«полочная футеровка»)
349
I
Таблица 20.12. Характеристики длинных вращающихся печей
сухого способа производства
Размеры печи, м
Отношение
L/D
Объем печи
в свету, м3
Производитель¬
ность печи при
обжиге клинкер5),
т/сут
Удельная произ¬
водительность
печи, т/(м3-сут)
4,25/3,65X149
38
1
1500
1000
0,666
3,35/3,0X106
33
1
680
595
0,875
6,3/5,5X178
30
1
3691
2500
0,677
5,3/4,9X180
35
1
3120
1700
0,544
5,4/4,4X168
35
1
2440
1500
0,614
5,0/4,7X161
33
1
2377
1365
0,574*
4,4X140
32
1
1758
1200
0,682
5,25/4,55X105
21
1
1980
1100
0,555
* Снижение производительности из-за сужения поперечного сечения на вы¬
ходе клинкера из печи.
Рис. 20.47. Длинная вращающаяся печь
сухого способа производства с односту¬
пенчатым суспензионным (циклонным)
теплообменником
Рис. 20.48. Зависимость удельной про¬
изводительности длинных вращающихся
печей сухого способа производства q
от внутреннего объема V
О'ТЦм^сут) г
0,85
0,80
0,75
0,10
0,85
0.80
0,55
0,50
500 1000 1500 7000 25003000 1Г,м
Как видно из таблицы, с ростом размеров печи снижается ее
удельная производительность. Эта взаимосвязь отражена на
рис. 20.48.
При проектировании подобных печей производительностью
от 3000 до 5000 т/сут выдерживают следующие размеры:
350
Производительность, т/сут Размеры, м Объем печи, м*
3000 6X200 6650
4000 6,7X230 8100
5000 7,5X260 11400
Упрощенный тепловой баланс длинной вращающейся печи
сухого способа с одноступенчатым суспензионным теплообмен¬
ником и рекуператорным холодильником выглядит следующим
образом, ккал/кг клинкера:
Обжиг клинкера 420
Испарение воды 4
Потери с отходящими газами 223
Потери с клинкером 22
Потери с охлаждающим клинкер воздухом 0
Потери через стенки корпусов:
печи 104
теплообменника 10
холодильника 66
Невязка 48
Температура отходящих газов 370° С, расход тепла
897 ккал/кг клинкера [233].
Длинные вращающиеся печи сухого способа без теплооб¬
менников имеют температуру отходящих газов 700—750° С. Пе¬
ред электрофильтром 'требуется ее снижение до 285°С. Это
достигается обычно с помощью испарительного холодильника
или водоразбрызгивающей системы, описанной в разд. 20.7.
20.6. Охлаждение корпуса вращающейся печи
Практический опыт советской цементной промышленности
показал, что охлаждение корпуса вращающейся печи водой на
участке зоны спекания увеличивает срок службы огнеупорной
футеровки в 1,5—2 раза [20]. Охлаждение корпуса печи способ¬
ствует образованию защитной обмазки на футеровке печи, что
особенно важно при использовании сырьевой смеси с повышен¬
ным содержанием БЮг-
При отсутствии охлаждения корпуса печи на горячей футе¬
ровке возникает тонкий расплавленный слой клинкерной жид¬
кой фазы низкой вязкости, который препятствует образованию
защитной обмазки. При охлаждении корпуса печи 1 снижается
температура футеровки; слой клинкерной жидкой фазы при¬
обретает большую вязкость, что создает благоприятные условия
для образования обмазки.
В большинстве печей с водяным охлаждением корпуса для
футеровки зоны спекания вместо дорогостоящих огнеупоров
можно использовать огнеупорный шамот.
Вращающиеся печи диаметром 3,6 м и более, для футеровки
которых применяется хромомагнезитовый кирпич толщиной
230 мм, после устройства водяного охлаждения корпуса могут
отфутеровываться кирпичом толщиной 160 мм, а в отдельных
351
случаях — 120 мм. Только от снижения толщины достигается
экономия около 20% огнеупоров. Кроме того, меньшая толщина
футеровки увеличивает полезный объем печи и ее производи¬
тельность.
Водяное охлаждение не вызывает дополнительных потерь
тепла через корпус печи на участке зоны спекания, наоборот,
как было установлено, потери
снижаются из-за изолирующих
свойств обмазки, образующей¬
ся на футеровке печи.
Изменение количества ох¬
лаждающей воды дает возмож¬
ность регулировать толщину
обмазки на футеровке печи.
Применяемый на практике спо¬
соб охлаждения корпуса печи в
зоне спекания показан на рис.
20.49.
Охлаждающее устройство
состоит из двух орошающих
трубопроводов диаметром
150 мм. На каждом трубопро¬
воде вдоль всей длины имеет¬
ся два ряда отверстий диамет¬
ром 4 мм, отстоящих друг от
друга на 30 мм. Трубопровод
разделен на 8 участков с неза¬
висимой подачей воды. На кон¬
цах трубопроводов расстояния
между отверстиями увеличены,
что позволяет получить более
плавную температурную кри¬
вую. В дополнение к ним пре¬
дусмотрены три разбрызгива¬
ющих трубопровода. После
ввода печи в нормальный ре¬
жим эксплуатации охлаждение
корпуса проводят путем сту¬
пенчатого включения распыли¬
телей для предотвращения рез¬
кого охлаждения. Затем вклю¬
чают орошение, а разбрызги¬
вание при необходимости отключают. Обычно разбрызгивающие
сопла располагают на расстоянии 700 мм от корпуса печи. Для
разбрызгивания требуется фильтрованная вода.
Длина участка печи, охлаждаемого водой, равна примерно
б диаметрам печи считая от обреза горелки. Расход воды для
охлаждения корпуса советских вращающихся печей 5X185 м
Рис. 20.49. Водяное охлаждение кор¬
пуса вращающейся печи в зоне спе¬
кания
/ —несущая рама; 2 — трубопроводы для
орошения; 3 — трубопровод для разбрыз¬
гивания; 4 — разбрызгивающие сопла; 5 —
водосборник; 6 — фильтр; 7 — вытяжной
колпак
352
мокрого способа производства составляет 80 м3/ч. Описанная
выше установка разработана Гипроцементом и применяется в
СССР на многих цементных заводах [234]. Применимость этого
способа во всех случаях без исключения сомнительна, так как
водяное охлаждение может порождать и негативные эффекты
Для снижения температуры отходящих газов вращающихся
печей с целью их дальнейшей очистки (в частности, в тканевых
фильтрах), для увлажнения отходящих газов вращающихся пе¬
чей перед электрофильтрами, а также для охлаждения так на¬
зываемых обводных (байпасных) газов суспензионных теплооб¬
менников применяется разбрызгивание влаги. В приведенном
ниже примере рассчитано количество воды, необходимое для
снижения температуры печных газов.
Пример 20.5. Длинная вращающаяся печь сухого способа производи¬
тельностью 500 т/сут (347 кг клинкера в 1 мин) с удельным расходом тепла
1134 ккал/кг клинкера выделяет при нормальных условиях 578 м3/мин отхо¬
дящих газов, т. е. 1,66 м3/кг клинкера. Отходящие газы состоят из 482 м3
(482-1,2928=623,1 кг) продуктов горения топлива и из 96 м3 (96-1,9768=
= 189,8 кг) углекислого газа, выделяющегося из обжигаемого сырья. Масса
отходящих газов составляет 812,9 кг/мин. Температура отходящих газов
450° С и должна быть снижена до 285° С путем разбрызгивания влаги, чтобы
не повредить ткань рукавного фильтра. Для расчета применяют следующие
формулы:
Р (кг/мигГотходящих газов) -0,25 (П — t2) = Q (ккал/мин);
где /; — температура отходящих из печи газов; t2 — температура газов перед
фильтром (в примере равна 285° С); t3— температура воды (15° С); Н it —
удельная теплоемкость воды при температуре t2\ —- то же, при температу¬
ре t3\ у — расход воды для разбрызгивания, кг/мин.
После подстановки получаем:
812,9-0,25(450 —285) = 33,532 ккал/мин;
33,532
У == ПГ = 42,3 кг/мин воды.
oUo — 1о
Расход газов перед разбрызгиванием воды
273 + 450
578 = 1526м3/мин при 450° С.
Z/о
Расход газов после разбрызгивания воды
273 “4” 285
578 + 42,3-1,24 = 630 = 1285м3/мин при 285° С.
z / о
На рис. 20.50 показана схема установки для разбрызгивания
воды с целью снижения температуры отходящих газов вращаю-
1 Гипроцемент никогда не настаивал на универсальной применимости
водяного охлаждения. (Прим. ред.)
23—394
353
Таблица 20.13. Установки для разбрызгивания воды
(фирма «Фуллер», Катасокуа, США)
Вода, л/мин
0—132
0-265
0-400
0—605
Максимальное давление
воздуха, кгс/см2
4,9
8,6
15,4
15,4
Максимальное давление во¬
ды в сопле, кгс/см2
2,8
2,8
2,8
3,5
Мощность компрессора, кВт
II ,2
18,6
37,2
37,2
Рис. 20.50. Схема установки для разбрызгивания воды с целью охлаждения
отходящих газов вращающихся печей (справа вверху—вариант установки)
/ — печь; 2 — регулятор впуска воздуха; 3— пыльная камера; 4 — термопара; 5 — отхо¬
дящие газы к пылеосадителю; 6 — труба для впрыскивания воды; 7 — гибкие шланги;
8 — самописец н регулятор; 9 — распределительный клапан расхода воды; 10 — пневма¬
тический контактор (включается при прекращении подачи воздуха); // — гидравличес¬
кий контактор (сигнализирует о прекращении подачи воды); 12 — манометры; 13 — об¬
ратные клапаны; 14 — счетчик расхода воздуха; 15—напорные клапаны; 16 — водомер;
17—подача воды; 18 — подача воздуха; 19 — компрессор; 20 — водяной насос; 21 — тру¬
бопровод большого диаметра или камера; 22— газовый поток
щейся печи (фирма «Фуллер», Катасокуа, США, бюллетень
№ WS-1A).
В табл. 20.13 приведены данные о размерах установок для
разбрызгивания воды.
Установки для водяного охлаждения отходящих газов по¬
лучили значительное распространение в США, где до недавнего
времени стоимость топлива была не очень высокой. В Европе
стремились использовать тепло отходящих газов для сушки
сырья. Подключение сушильных барабанов или установок для
помола, совмещенного с сушкой, сделало ненужным водяное
охлаждение.
354
20.8. Печь «Леполь»
Изобретение печи «Леполь» в 1928 г. было значительным до¬
стижением в разработке сухого способа производства с точки
зрения экономии тепла. Термин «Леполь» представляет соеди¬
нение начальных букв фамилии изобретателя Отто Леллепа и
названия фирмы «Полизиус», которая приобрела патент и изго¬
товила установку. Полученное снижение расхода топлива более
чем на 50% привело к тому, что перед второй мировой войной
в эксплуатации находилось около 120 таких установок произво¬
дительностью до 600 т/сут при расходе тепла около 1000 ккал/кг
клинкера.
В 50-х годах после изобретения двойного прососа газа печь
«Леполь» была усовершенствована и было введено еще около
Рис. 20.51. Печь «Леполь» с однократным прососом газа
/ — подача сырьевой смеси; 2 — тарельчатый гранулятор; 3 — отходящие газы; 4 — доба¬
вочный воздух; 5 — сушильная камера; 6 — колосниковая решетка «Леполь»; 7 — вра¬
щающаяся печь; 8 — горячая камера; 9 — охлаждающий воздух; 10 — горелка для топ¬
лива; 11 — колосниковый холодильник «Рекуполь»; 12 — транспортер клинкера
300 установок производительностью до 3000 т/сут. Расход тепла
снизился до 800 ккал/кг клинкера.
При этом способе перед короткой вращающейся печью уста¬
навливается подвижная колосниковая решетка, которая покры¬
та слоем гранул сырьевой смеси толщиной 15—20 см. Сквозь
нее пропускают горячие отходящие газы вращающейся печи
температурой около 1000° С. После прохождения через сырье
температура отходящих газов снижается до 100° С. Благодаря
фильтрующему действию слоя гранул в газах остается незна¬
чительное количество пыли; к тому же низкая температура и
присутствие водяного пара делают отходящие газы идеально
подготовленными для пылеосаждения в электрофильтрах.
На рис. 20.51 показана схема печи «Леполь» с одинарным, а
на рис. 20.52 — с двойным прососом газа.
При одинарном прососе отходящие газы температурой около
1000° С пронизывают слой гранул сверху вниз, а затем всасы¬
ваются в обеспыливающие устройства. В сушильную камеру
подают свежий воздух, чтобы предотвратить растрескивание
23*
355
гранул из-за высокого внутреннего давления пара. Однако это
увеличивает потери тепла и количество отходящих газов. По¬
этому в дальнейшем отказались от подачи свежего воздуха.
В улучшенном способе отходящие газы в первой камере колос¬
никовой решетки проходят через слой гранул первый раз, затем
производится промежуточное обеспыливание в группе циклонов,
после этого газы при температуре около 400° С направляют во
Рис. 20.52. Печь «Леполь» с двукратным прососом газа
1 — подача сырьевой смеси; 2 — тарельчатый гранулятор; 3 — отходящие газы; 4 — су¬
шильная камера с вторичным прососом газов; 5 — колосниковая решетка «Леполь»;
6 — добавочный воздух; 7 — горячая камера с первичным прососом газов; 5 —вращаю¬
щаяся печь; 9—12 — см. рис. 20.51
вторую (сушильную) камеру, где второй раз пропускают через
слой гранул. Количество отходящих газов при этом значительно
снижается.
Промежуточное обеспыливание отходящих газов позволяет
снизить содержание в цементе щелочных соединений за счет
удаления щелочных частиц, выпадающих в зоне конденсации
щелочных соединений из газового потока. Эти частицы исклю¬
чаются из дальнейшей циркуляции.
Если необходимо дальнейшее снижение содержания щело¬
чей в цементе, то у входа во вращающуюся печь над колосни¬
ками устанавливают отводную (байпасную) камеру. Часть от¬
ходящих газов при этом отсасывается и охлаждается добавле¬
нием свежего воздуха, а в электрофильтре улавливаются
щелочесодержащие частицы. Из электрофильтра очищенный
газ подают в сушильную камеру решетки «Леполь».
На рис. 20.53 приведена технологическая схема печи «Ле¬
поль» с байпасным устройством производительностью до
3300 т/сут с подготовкой сырья по мокрому способу. Такой спо¬
соб выбран в связи с высокой естественной влажностью и повы¬
шенным содержанием в сырье хлора и щелочных соединений.
Мел (естественной влажности 22—23%) размалывают вместе с
глинистым шламом; смесь пропускают через сито, гомогенизи¬
руют и складируют. Затем шлам разбавляют известковым моло¬
ком (до влажности 40%) и пропускают через ряд (11 камер)
11
356
фильтр-прессов, где содержание влаги снижается до 21,5%. Кек
складируют в силосе, откуда удаляют с помощью шнеков, гра¬
нулируют в смесительной валковой мельнице и транспортером
подают на решетку «Леполь» (см. технологическую схему на
рис. 20.54).
На схеме (см. рис. 20.53) решетка «Леполь» разделена на ка¬
меры предварительной сушки — сушильную и горячую. Газы„
Рис. 20.53. Технологи¬
ческая схема печной ус¬
тановки «Леполь» произ¬
водительностью 7300
т/сут
Рис. 20.54. Технологиче-
ческая схема установки
«Леполь» с подготовкой
материала по мокрому
способу
отсасываемые из сушильной камеры, после обеспыливания в
циклонах вдувают в камеру для предварительной сушки, распо¬
ложенную перед сушильной камерой. В камеру предварительной
сушки подают аспирационный воздух клинкерного холодильни¬
ка в количестве около 1 м3/кг клинкера. Температура воздуха
на входе в камеру 290° С.
Байпасный газ, всасываемый из горячей камеры, охлажда¬
ется после смешивания с воздухом до 420°С; после обеспыли¬
вания в электрофильтре он также поступает в камеру предва¬
рительной сушки.
Преимущества: отсутствие затрат на обеспыливание аспи-
рационного воздуха холодильника, снижение потерь тепла с ас-
пир ационным воздухом холодильника и байпасным газом.
Решетка «Леполь» имеет размер 5,6X61,7 м, вращающаяся
печь — 5,6X90 м, рекуператорный холодильник — 3,3X31,3 м.
357
Печи «Леполь» рекомендуется применять в тех случаях, ког¬
да сырье имеет особый химический состав, например высокую
концентрацию щелочных соединений, или его свойства не по¬
зволяют готовить сухую сырьевую муку. Преимуществом печи
«Леполь» является ее универсальность. Ее можно применять
также для обжига дробленых горных пород, например извест¬
няка или доломита, железорудных и никелевых окатышей
[234а, 234Ь].
21. Суспензионные теплообменники1
Решающее значение для экономии тепла при сухом способе
производства цемента имело создание четырехступенчатого сус¬
пензионного теплообменника циклонного типа, позволяющего
снизить температуру отходящих газов до 330°С, что ранее было
недостижимо. Первый четырехступенчатый циклонный суспен¬
зионный теплообменник для предварительного подогрева це¬
ментной сырьевой муки начал работать в цементной промыш¬
ленности в 1951 г.
21.1. Первый патент на циклонный теплообменник
Первая заявка на патент циклонного теплообменника для
сырьевой муки была сделана инженером М. Фогель-Йоргенсе¬
ном (фирма «Смидт») в патентное бюро Чехословацкой Респуб¬
лики в Праге 1 июня 1932 г. под названием «Способ и оборудо¬
вание для загрузки вращающейся печи тонкомолотым материа¬
лом». 25 июля 1934 г. был выдан патент № 48169. Описание
патента содержит все важнейшие признаки четырехступенчато¬
го циклонного теплообменника, который в настоящее время ши¬
роко распространен в цементной промышленности. Включено
также использование газов, отходящих от теплообменника, для
сушки сырьевых материалов.
21.2. Циклонный теплообменник фирмы «Гумбольдт»
Однако реализация идеи заняла длительное время, и прошло
почти 20 лет после опубликования патента до начала промыш¬
ленного внедрения циклонных теплообменников в цементной
промышленности, осуществленного фирмой «Гумбольдт».
1 Запечные теплообменники для подогрева сырьевой муки во взвешен¬
ном, т. е. суспендированном, состоянии в большинстве стран мира называют
суспензионными теплообменниками, или подогревателями (Suspension Prehe¬
ater— англ. сокращенно SP), а в СССР — циклонными теплообменниками.
Поскольку в последние годы основными элементами таких теплообменников
стали не циклоны, а шахты, вихревые камеры и т. п., в настоящем переводе
было решено сохранить терминологию подлинника. (Прим. ред.)
358
Первый циклонный теплообменник фирмы «Гумбольдт», мо¬
дифицированный Ф. Мюллером, пущен в эксплуатацию в 1951 г,
В печах с теплообменниками фирмы «Гумбольдт» процесс
обжига разделяется на две фазы; обычный обжигательный ци¬
линдр значительно укорачивается, и подогрев, а также частичное
кальцинирование сырьевой муки под действием горячих газов
осуществляются в циклонном теплообменнике.
Циклонный теплообменник состоит из четырех циклонов, рас¬
положенных один над другим. Для лучшей сепарации самый
верхний циклон выполнен в виде батарейного, например двой¬
ного [235]. Циклоны соединены газоходами квадратного и толь¬
ко самый верхний — круглого сечения. Каждый циклон и соот¬
ветствующий газоход образуют одну ступень подогрева. Ступени
теплообменника нумеруют сверху вниз от I до IV. Разгру¬
зочное отверстие циклона соединено с выпускным трубопрово¬
дом сырьевой муки, ведущим в расположенный под циклоном
газоход следующей ступени. Выпускной трубопровод ступени
IV ведет во вращающуюся печь.
21.2.1. Размер частиц и оседание их в циклонах. Теплообмен
в отдельных газоходах и циклонах суспензионного циклонного
теплообменника происходит при параллельном движении газов
и материала. Однако в целом циклонный теплообменник рабо¬
тает по принципу противотока. Теплообмен между газом и
сырьевой мукой осуществляется в суспендированном, т. е. взве¬
шенном, состоянии. Большая площадь поверхности сырьевой,
муки в суспензионном теплообменнике обусловливает быстрый
и интенсивный теплообмен.
Время оседания частиц сырьевой муки в циклонах теплооб¬
менника сокращается пропорционально квадрату их диаметра.
Для улучшения оседания в циклонах размеры частиц должны
быть примерно одинаковы.
При одинаковых размерах время оседания в циклоне зависит
от плотности частиц. Однако это не приводит к заметному рас¬
слоению сырьевой муки, так как в выпускных трубопроводах и
газоходах снова происходит перемешивание.
21.2.2. Размер частиц и время нагрева. Время нагрева ча¬
стиц сырьевой муки, суспендированных в газовом потоке, отно¬
сительно невелико. Это следует из диаграммы на рис. 21.1, где
показано время, необходимое для нагрева частиц известняка
различного размера [236].
На рис. 21.2 представлено время, требуемое для нагрева ча¬
стиц кварца диаметром 0,1 и 0,16 мм в потоке газа. Сравнение
кривых нагревания кварца и известняка показывает, что части¬
цы кварца нагреваются быстрее известковых (рис. 21.3). Так,
частица известняка диаметром 0,1 мм за 0,1 с в потоке газа с
температурой 750° С нагревается до 515° С, а частица кварца —
до 650° С.
359
Время нагрева, приведенное на рис. 21.3, относится к иде
альным условиям, при которых каждая суспендированная ча
стида полностью омывается горячими газами. Однако практи
чески формируются агломераты
ет теплообмен.
Рис. 21.1. Зависимость тем¬
пературы поверхности час¬
тиц t, % к температуре га¬
за, от размера частиц и
времени нагревания т
из частиц сырья, что замедля-
Рис. 21.2. Зависимость тем¬
пературы частиц t кварца
диаметром 0,1 и 0,16 мм в
потоке газа, °/о к темпера¬
туре газа, от размера час¬
тиц и времени нагревания т
4, С
750
700
580
£00
400
£00
Z00
100
1 -
У
/
/ /
t,F
1332
1292
1117
932
752
£12
392
717
Частицы большей крупности требуют больше времени на
нагрев (см. рис. 21.1). Крупные частицы оседают в циклоне, не
достигнув температуры окружающих газов. Это снижает интен¬
сивность теплообмена и служит причи¬
ной блокировки нескольких циклонов
в батарею для улучшения теплообме¬
на. Перемещаясь по ступеням тепло¬
обменника, сырьевая смесь встречает
газы все более высокой температуры и
постепенно нагревается до температу¬
ры, требуемой на входе в печь.
21.2.3. Размеры циклонных тепло¬
обменников. Высоту и диаметр отдель¬
ных циклонов назначают в соответст¬
вии со следующими правилами. Диа¬
метры циклонов II, III и IV одинаковы.
Газоходы и циклоны футеруют штуч¬
ными или набивными огнеупорами.
Выпускные трубопроводы также за¬
щищают огнеупорной массой.
Высота цилиндрической части цик¬
лонов II, III и'IV принимается неболь¬
шой, так как на этих ступенях не тре¬
буется высокой степени оседания. При этом уменьшаются потери
тяги и строительная высота конструкции. Только циклон ступе¬
ни I рассчитан на высокую ступень оседания; эта ступень всегда
0.05
0,1
0,15
77,0
Рис. 21.3. Зависимость тем¬
пературы поверхности час¬
тиц кварца (1) и известня¬
ка (2) диаметром 0,1 мм в
потоке газа температурой
750° С от времени нагрева¬
ния т
360
состоит из двух циклонов независимо от размера теплообмен¬
ника.
Потери тяги в циклонном теплообменнике составляют около
55—60 мбар.
Концентрация пыли в отходящих газах циклонного теплооб¬
менника составляет 80—115 г/кг клинкера, т. е. в среднем около
10% массы клинкера, или 50—72 г/кг сырьевой муки (6%
массы).
Количество отходящих газов циклонного теплообменника
равно 1,4—1,5 м3/кг клинкера (при нормальных условиях).
Для предотвращения аэродинамических и эксплуатационных
трудностей при чрезмерно крупных по сечению газоходах и цик¬
лонах циклонные теплообменники производительностью
2000 т/сут и более выполняются в виде спаренных систем, т. е.
двух теплообменных линий, работающих с одной вращающейся
печью. Каждая из двух ветвей циклонов оборудована собствен¬
ным вентилятором отходящих газов; при перерыве в эксплуата¬
ции одной из ветвей печь может работать с помощью другой.
21.2.4. Теплообмен в циклонных теплообменниках. Основной
теплообмен происходит в газоходах. Теплотехнические испыта¬
ния четырехступенчатого теплообменника на Спасском цемент¬
ном заводе (СССР) показали, что на 80% теплообмен осущест¬
вляется в газоходах и только 20% приходится на циклоны [237].
Теплосодержание отходящих газов четырехступенчатого цик¬
лонного теплообменника позволяет эффективно использовать их
для сушки сырьевых материалов. Отходящими газами с темпе¬
ратурой 330° С можно подсушить сырьевые материалы до влаж¬
ности 8,5% [232Ь], достаточной для подачи в теплообменник.
Время пребывания частиц сырьевой муки в четырехступен¬
чатом циклонном теплообменнике высотой около 50 м состав¬
ляет примерно 25 с. За это время сырьевая мука нагревается от
50 до 800° С, а выходящие из печи газы охлаждаются от 1100 до
330° С. Скорость газов и материала в газоходах составляет 20—
22 м/с. Основное время затрачивается на осаждение в циклонах
и на проход через выпускные трубопроводы. Объем газов, опре¬
деляемый производительностью установки, и скорость газов в
газоходах — основные факторы, определяющие любой размер
теплообменника. Основное правило для расчета газоходов и цик¬
лонов соответствует формуле
Qs/S6 = const,
где Q — объем газов; S — внутренний диаметр газоходов или циклонов.
21.1.5. Температура газов и материала. На рис. 21.4 пред¬
ставлена температура газов и материала на отдельных ступенях
теплообменника. Относительно высокая температура материала
на входе во вращающуюся печь дает возможнрсть значительно
уменьшить ее размеры при L/D от 14:1 до 16:1.
На рис. 21.5 даны температуры газов, материала и футеров¬
361
ки для работающей с теплообменником вращающейся печи, обо¬
рудованной планетарным холодильником (типа «Унакс» фирмы
«■Смидт»).
21.2.6. Удельная производительность печи. Степень декарбо¬
низации. Среднее значение удельной производительности печи
с суспензионными теплообменниками составляет 1,75 т/(м3-сут)
Рис. 21.4. Температура материала М и отходящих газов Г на различных сту¬
пенях (I—IV) циклонного теплообменника
— подача сырьевой муки; 2 — теплообменник; 3 — выгрузка материала в печь; 4 — от¬
ходящие газы печи; 5 — вентилятор; 6 — вращающаяся печь; 7 — устройство для сжига¬
ния топлива; 8 — подача клинкера к клинкерному холодильнику
(учтен внутренний объем печи). Из практики известна удельная
производительность до 2,3 т/(м3-сут). Это достигнуто помимо
.других мер в результате повышения окружной скорости печи до
50 см/с [237а]
При температуре сырьевой муки на входе в печь 800° С сте¬
пень декарбонизации составляет примерно 10% [238]. Потери
при прокаливании сырьевой муки на входе во вращающуюся
t,°c
lado
1600
1Ш
1200
1000
800
- Рис. 21.5. Температура t
3200 газов и материала во
вращающейся печи с
2800 теплообменником
2400 А — печные газы; В — футе¬
ровка печи; С — материал;
2ООО 1 — выгрузочный конец; 2 —
порог; 3 — зона охлажде-
1600 ния* 4 — зона спекания; 5 —
переходная зона; 6 — зона
кальцинирования II; 7 — зо¬
на кальцинирования I; 8—
загрузочный конец
362
печь трудно точно измерить, так как рециркуляция пыли из печи
искажает истинную картину и получаются завышенные значе¬
ния степени декарбонизации.
21.3. Циклонные теплообменники в СССР
Четырехступенчатые циклонные теплообменники в СССР из¬
готовляются по проектам Гипроцемента. Для расчета размеров
циклонов используется следующая формула [239]:
4
D = 0,5361/ vlVt
где D — диаметр циклона, м; 1C — количество газа, проходящего через цик¬
лон, м3/с; Vt — плотность газа при средней температуре, кг/м3;
273+ t
У' = У'Ж+К
(К—концентрация пыли в газе, г/м3; е — коэффициент, учитывающий поте¬
ри давления; е= 110; Ар — потери тяги в циклоне, мм вод. ст.).
В циклонных теплообменниках конструкции Гипроцемента
скорость газов в газоходах равна 15—20 м/с, а потеря тяги в те¬
плообменнике— 520 мм вод. ст. Температура отходящих газов
составляет 200—250° С. Несмотря на необычайно низкую темпе¬
ратуру отходящих газов, удельный расход тепла в циклонных
теплообменниках Гипроцемента равен 950—1000 ккал/кг клин¬
кера при расходе энергии в системе 25 кВт-ч/т клинкера и кон¬
центрации пыли в отходящих газах около 3% массы клинкера.
21.4. Удельный расход тепла и расход электроэнергии
На рис. 21.6 представлен удельный расход тепла в четырех¬
ступенчатых циклонных теплообменниках различной производи¬
тельности. В небольших теплообменниках удельный расход теп-
q, ,* к ал/кг
Рис. 21.6. Расход тепла q в четырехступенчатых циклонных теплообменниках
различной производительности Q
363
<ла больше, чем в крупных. Печь с теплообменником фирмы
«Гумбольдт» производительностью 350 т/сут имеет удельный
расход тепла около 920 ккал/кг клинкера, в то время как этот
же показатель для вращающейся печи с теплообменником про¬
изводительностью 3500 т/сут равен 740 ккал/кг клинкера [240].
С этим связаны более низкий удельный расход топлива и соот¬
ветствующее снижение потерь тепла из-за уменьшения удельно¬
го объема отходящих газов в мощных установках [242].
Удельный расход энергии в четырехступенчатом циклонном
теплообменнике, считая от загрузки сырьевой муки до скребко¬
вого транспортера, разгружающего клинкерный холодильник, с
учетом всех обеспыливающих устройств составляет 20—■
22 кВт-ч/т клинкера.
21.5. Тепловой баланс
В табл. 21.1 приведены расходные статьи теплового баланса
печи с циклонным теплообменником фирмы «Гумбольдт» [241].
Статьи этого теплового баланса можно объединить в четыре
основные группы (табл. 21.2) [241].
Таблица 21.1. Расход тепла во вращающейся печи
с циклонным теплообменником фирмы «Гумбольдт»
Расход тепла
Статья расхода
ккал/кг
клинкера
%
Теоретический расход тепла на клиикерообразоваиие
415
55,3
Потери тепла с безвозвратным пылеуносом
3
0,4
Расход тепла на испарение влаги
5
0,7
Потери тепла с отходящими газами
150
20,0
Потери тепла с отработанным воздухом холодиль¬
78
10,4
ника
Потери тепла с клинкером после холодильника
34
4,5
Потери тепла в окружающую среду:
вращающаяся печь с головкой
37
5,0
теплообменник
25
3,3
холодильник
3
0,4
Итого
750
100,0
Таблица 21.2. Расход тепла по основным группам статей
Расход тепла
Группа
Статья расхода
ккал/кг клинкера
%
по статье
всего
1
Квазипостоянные статьи:
теоретический расход тепла
пыль в отходящих газах
испарение влаги
415
3
5
423
56,4
364
Продолжение табл. 21.2
Расход тепла
Группа
Статья расхода
ккал/кг клинкера
%
по статье
всего
2
Потери во вращающейся печи
на излучение
37
37
5,0
3
Потери теплообменника:
излучение
25
отходящие газы
150
175
23,3
4
Потери в холодильнике:
отработанный воздух
78
—
—
клинкер
34
—
—
излучение
3
115
15,3
Всего
' 750
100,0
21.6. Теплообменники с байпасной системой
21.6.1. Щелочи в цементе и добавках в бетон. В 1935 г. в
США было установлено, что разрушение бетона возникает
вследствие реакции между щелочами цемента и заполнителями,
если заполнители содержат 0,25—5% вредных включений: хал¬
цедона, опала, тридимита, кристобалита, цеолитов, вулканиче¬
ского стекла, например обсидиана [243, 244, 7].
Максимальное допустимое содержание щелочных оксидов в
цементе—0,6% в пересчете на Na20 (пересчет на Na20 произ¬
водится путем умножения концентрации КгО на коэффициент
0,659 и сложения с концентрацией Na20; молекулярная масса
К20 = 94, Na20=62; 94-0,659 = 62).
21.6.2. Щелочи в процессе обжига. Циркуляция щелочей.
В печах с суспензионными теплообменниками в процессе обжига
в системе печи и соответственно в клинкере остается больше
щелочных оксидов, чем в печах других систем. В ходе обжига
щелочные оксиды из глинистых минералов сырьевой муки и из
топлива переводятся в клинкер: КгО в количестве 0,6—2,2% и
Na20 в количестве 0,1—0,7% [245].
При температуре выше 800° С щелочи в печи начинают воз¬
гоняться. В табл. 21.3 приведены точки плавления различных
щелочных соединений [246].
Однако наиболее температуроустойчивая часть щелочей ос¬
тается в клинкере в составе следующих соединений: KC23S12,
NC8A3, КС8Аз, K2SO4, Na2S04.
Испарившиеся щелочи переходят в более холодные зоны пе¬
чи, где конденсируются на холодном материале; в печах с теп-
365
Таблица 21.3. Точки плавления щелочных соединений
Соединение
Точка плавления, °С
Соединение
Точка плавления, °C
кон
361
NaOH
319
КС1
768
NaCl
801
К2С03
894
Na.oCO;;
850
K2S04
1074
Na2S04
884
лообменниками это наблюдается уже на IV и III ступенях теп¬
лообменника. Особенно сильно конденсируется в подогревателе
КгО—до 81—97%; Na20 конденсируется несколько слабее. Это
означает, что от 3 до 19% щелочей удаляются из установки
[247]. Следовательно, пыль, выносимая из теплообменника от¬
ходящими газами, содержит много щелочей и не может быть
возвращена в печь.
Щелочной конденсат вместе с сырьевой смесью далее по¬
падает в зоны печи с высокой температурой, где снова испаряет¬
ся. При этом возникает так называемый внутренний кругообо¬
рот, или циркуляция щелочей, в отличие от так называемого
внешнего щелочного кругооборота, возникающего в результате
возврата в печь вместе с сырьевой мукой пыли, уловленной из
отходящих газов и содержащей щелочи.
При отводе части отходящих от печи газов мимо теплообмен¬
ника, через так называемый байпасный клапан, расположенный
в нижней части газохода IV ступени, в отдельный байпасный
тракт можно снизить щелочной кругооборот и тем самым умень¬
шить содержание щелочей в клинкере
Однако печная пыль с высокой концентрацией щелочей, от¬
водимая с помощью байпасной системы, не может быть возвра¬
щена в печь; она должна быть удалена или подвергнута выще¬
лачиванию [248].
В связи с необходимостью дополнительных затрат на уст¬
ройство байпасной системы и ее отрицательным влиянием на
тепловую эффективность печи через байпасную систему отводят
не более 25% объема печных газов. При объеме байпаса более
25% щелочность снижается относительно мало. В большинстве
случаев объем байпаса 3—10% вполне достаточен. При работе
печи с байпасной системой расход тепла повышается примерно
на 4—5 ккал/кг клинкера на каждый процент объема отводимо¬
го газа. Увеличивается и расход электроэнергии — в среднем на
2 кВт-ч/т клинкера независимо от объема отводящего газа. Ко-
1 Байпасом называют также и газ, отводимый указанным способом.
(Прим. ред.)
366
личество пыли, отводимое байпасной системой, равно примерно
1% массы сырьевой муки, загружаемой в подогреватель, на
каждые 10% объема отводимого газа.
Температура байпасных газов у клапана составляет около
1100° С. Химические свойства щелочных соединений требуют
разбавления байпасных газов холодным воздухом до достиже¬
ния температуры 475° С. Только при этой температуре можно
начинать их охлаждение до 285° С с помощью распыления воды;
такая температура допускается на входе в рукавный фильтр из
стеклоткани.
Ритцман [252а] путем измерений на лабораторных моделях
и действующих промышленных печах двух систем (10 печей
«Леполь» и 16 печей с теплообменниками «Дополь») установил
количество циркулирующих щелочей и SO2. Кроме того, экспе¬
риментальным и расчетным методами была определена скорость
адсорбции и возгонки из сырьевой муки циркулирующих соеди¬
нений (Na20, К2О, SO3 и С1). На основе полученных данных
названный автор разработал формулы для расчета циркуляции
щелочей, хлора, серы, содержания SO3 в клинкере и S02 в не¬
очищенном газе и в пыли. Стало возможным изучить влияние
этих факторов на надежность работы подогревателя.
21.6.3. Летучесть щелочей. В результате многочисленных эк¬
спериментов установлено следующее:
степень возгонки щелочей возрастает с повышением темпе¬
ратуры в зоне спекания печи, а также с удлинением времени
пребывания в ней материала;
степень возгонки щелочей из сырьевой муки последователь¬
но уменьшается в ряду исходных минералов-носителей: иллит>
>• слюда > ортоклаз;
при повышении концентрации SO3 в сырьевой муке и SO2 в
отходящих газах летучесть щелочей и их циркуляция снижаются
[249].
Наличие водяного пара в печных газах и особеиио хлора в сырьевой му¬
ке и печных газах способствует повышению летучести щелочей. С этой целью
добавку хлора в виде хлорида кальция можно вводить следующим образом:
в материал в сырьевой мельнице;
в сырьевую муку перед загрузкой в печь;
впрыскиванием 30%-иого раствора СаС12 под топливной форсункой с го¬
рячего конца печи;
вместе со вторичным воздухом в виде пыли.
Впервые добавка хлорида кальция к сырьевой муке в целях снижения
щелочности клинкера была осуществлена в США в 1937 г. Л. Т. Брауимил-
лером на цементном заводе в Бирмингеме, штат Алабама [250].
21.6.4. Расчет циркуляции щелочей. Расчет щелочной цирку¬
ляции проводится по Веберу [247] исходя из предпосылки, что
щелочность1 сырьевой муки равна 1, а щелочность топлива —
нулю.
1 Т. е. содержание R20, %. (Прим. ред.)
367
Для расчета количества циркулирующих щелочей применя¬
ют следующую формулу:
Снижение щелочности клинкера находится по формуле
Здесь К—1 — количество циркулирующих щелочей: 8| — летучесть щелочей
сырьевой муки; е2—летучесть циркулирующих щелочей; V — объем байпаса
в долях единицы плюс доля щелочей, не сконденсировавшихся в подогревате¬
ле; ДА — снижение щелочности клинкера.
Каждый щелочной компонент (К, Na) рассчитывают отдель¬
но, подставляя соответствующие величины и коэффициенты ле¬
тучести si и Е2. Эти же формулы можно применять для расчета
нещелочных компонентов, например концентрации серы и хло¬
рида.
Летучесть щелочей сырьевой муки ei можно определить ана¬
литическим путем, чего нельзя сделать для циркулирующих ще¬
лочей. Однако во всех случаях ег равно или превышает вь так
как значение вг связано с компонентами, которые уже улетучи¬
лись. Типичные значения коэффициентов летучести приведены в
табл. 21.4.
Пример 21.1.А. Расчет снижения концентрации КгО для заданных '
значений es = 0,60, 82 = 0,90.
% байпаса
К-i
ДА, %
2
0,60-0,98
: =4 98
1-0,90-0,98
0,02
4,98—Д- =9,9
0,98
5
0,60-0,95
1—0,90-0,95 _3, 3
0,05
3,93 =20,4
0,95
10
0,60-0,90
1 =2,84
1-0,90-0,90
2-84йб“31-5
15
0,60-0,85
1—0,90-0,85 “ ’ 7
20
0,60-0,80
1 =1,71
1-0,90-0,80
, 0,20
1.71-1— =42,7
0,80
25
0,60-0,75
1—0,90-0,75 1,38
0,25
1,38 — =45,9
0,75
368
Пример 21.1.Б. Расчет снижения концентрации Na20 для заданных
значений ei = 0,50, 62 = 0,80.
% байпаса
К~ 1
ДА, %
2
0,50-0,98
—2 27
1—0,80-0,98
0,02 , г
798
5
0.50-0,95
1-0,80-0,95
1,98-^— =10,2
0,95
10
0,50-0,90
—: : = 1,60
1-0,80-0,90
0,10 ,
1,60 одю
15
0,50-0,85 _
1-0,80-0,85
0-15 „ „
' ’33 0^85 =
20
0,50-0,80 ^
1—0,80-0,80“ ’
0,20
1,11 -L— =27,7
0,80
25
°’50-°’75 -0,94
1-0,80-0,75
0,25
°,94 0Д5 =31,3
Пример 21.1.В. Если принять, что клинкер без применения байпасной
системы имеет содержание КгО = 1,25% и Na2O = 0,32%, то при эксплуата¬
ции с байпасной системой получим следующую щелочность клинкера:
% байпаса
% КоО
% Na-O
0
1,25
0,32
2
1,25—(1,25-0,099)= 1,13
0,32—(0,32-0,045)=0,31
5
1,25—-(1,25-0,204)= 1,00
0,32—(0,32-0,102)=0,29
10
1,25—(1,25-0,315)=0,86
0,32—(0,32-0,177)=0,26
15
1,25—(1,25-0,381)=0,78
0,32—(0,32-0,234)=0,24
20
1,25—(1,25-0,427)=0,72
0,32-(0,32-0,277)=0,23
25
1,25—(1,25-0,459)=0,68
0,32—(0,32-0,313)=0,22
При отводе 25% газа достигается щелочность 0,68-0,659 = 0,45% по
К20. Если добавить 0,22% (содержание Na20), то получим полную щелоч¬
ность 0,67%; этот результат на 0,07% превышает требования, предъявляемые
к американскому низкощелочному цементу. Для повышения летучести ще-
Таблица 21.4. Коэффициенты летучести
Компоненты
El
е2
без добавки С1
с Добавкой CI
к20
0,4—0,6
0,6—0,8
0,9
Na 20
0,35—0,5
0,5-0,6
0,8
S03
0,9
0,9
0,9
С12
_
1,0
1,0
24—394
369
лочей сырьевой муки до значения ei = 0,70—0,75 в сырьевую муку добавля¬
ют хлор в виде СаС12 (см. табл. 21.4). Определение требуемого количества
СаС12 производится лабораторным путем. Добавка 0,25% С1 от массы сырь¬
евой муки повышает летучесть щелочей и снижает щелочность клинкера при¬
мерно на 0,2%. Повышение температуры в зоне спекания также приводит
к росту значений бь
При экстраполяции соответствующих данных [252] установлено, что по¬
вышение температуры в зоне спекания от 1450 до 1500° С увеличивает зна-
21.6.5. Байпасные системы.
На рис. 21.7—21.9 показаны
различные байпасные системы
для циклонных теплообмен¬
ников.
На рис. 21.7 изображена
байпасная система теплооб¬
менника, в которой щелочная
пыль из байпасного газа осаж¬
дается в отдельных циклонах,
а обеспыленный газ смешива¬
ется с основным газовым пото¬
ком. Пыль с высоким содержа¬
нием щелочей удаляется или
подвергается выщелачиванию.
На рис. 21.8 представлена
другая система байпаса для
теплообменника; здесь байпас¬
ный газ предварительно очи¬
щается в циклонах и подается
к специальному электрофильт¬
ру для вторичной очистки.
В этом случае основной поток
отходящих газов более приго¬
ден для сушки сырья, чем в
предыдущей установке.
На рис. 21.9 изображена
третья байпасная система;
байпасный газ подается непо¬
средственно в специальный обеспыливающий агрегат.
Выбор байпасной системы зависит от химического состава
сырьевых материалов, а также от объема байпасных газов.
Здесь следует упомянуть, что конденсация из печных газов на
холодных поверхностях позволяет экстрагировать щелочи се¬
лективным путем [253]. Однако этот метод до настоящего вре¬
мени еще не получил практического применения.
21.7. Двух- и пятиступенчатые циклонные теплообменники
Циклонные теплообменники обычно монтируются в виде че¬
тырехступенчатых установок. При модернизации и реконструк-
чения 6i п е2 примерно на 26%.
Рис. 21.7. Теплообменник с байпас¬
ной системой, отделением щелочной
пыли п возвратом отведенных газов
в основной газовый поток
1 — байпасный трубопровод; 2—подача
холодного воздуха; 3 — пылеосадители;
4 — отвод щелочной пыли; 5 — возврат
байпасного газа; 6—трубопровод к
электрофильтру
370
Рис. 21.8. Теплообменник с байпас¬
ной системой и -первичной очисткой
байпасного газа в циклонах, а затем
в отдельном электрофильтре (см.
обозначения к рис. 21.7)
Рис. 21.9. Теплообменник с байпас¬
ной системой и одностадийным обес¬
пыливанием газа в специальном
фильтре
1 — байпасный трубопровод; 2— подача
холодного воздуха; 3 ~ специальный
фильтр; 4 — трубопровод к электрофильт¬
ру или в сушилку для сырья
Рис. 21.10. Температура t газа Г и
материала М в установке с двухсту¬
пенчатым циклонным теплообменни¬
ком
/ — циклон I ступени; 2 — циклон II сту¬
пени; 3 — вращающаяся печь длиной ЮЗ м
(339 футов)
24*
Рис. 21.11. Схема пятиступенчатого
циклонного теплообменника фирмы
«Гумбольдт»
/ — подача топлива; 2 — трубопровод к
электрофильтру; 3 — трубопровод к по¬
мольной установке
371
ции старых цементных заводов, а также при переводе их с мок¬
рого способа на сухой в целях экономии тепла и повышения про¬
изводительности часто к действующим вращающимся печам до¬
бавляют двухступенчатые циклонные теплообменники. Их тем¬
пературные характеристики отличаются от типичных показате¬
лей обычных четырехступенчатых циклонных теплообменников.
На рис. 21.10 показаны температурные кривые печи с двух¬
ступенчатым теплообменником. Исходная вращающаяся печь
мокрого способа переведена на сухой с подключением двухсту¬
пенчатого циклонного теплообменника. Это повысило произво¬
дительность печи с 380 до 600 т/сут, т. е. на 58% •
До 1977 г. существовала только одна установка с пятисту¬
пенчатым теплообменником, построенным фирмой «Гумбольдт»
(на заводе «Дотернхаузен», ФРГ [254]). Здесь имелись специ¬
фические сырьевые материалы: один из компонентов сырьевой
муки (битуминозный сланец) подается в предобжиговую каме¬
ру теплообменника отдельно и после выгорания горючих вклю¬
чений смешивается с известковым компонентом, выполняя роль
силикатного. Чтобы поддержать горение сланца, в предобжиго¬
вую камеру подают горячий воздух от клинкерного холодиль¬
ника. В связи с наличием горючих примесей в сырьевой муке
вращающаяся печь может быть укорочена на 8 м (размеры пе¬
чи 4X56 м вместо 4X64 м). Пятиступенчатый циклонный тепло¬
обменник показан на рис. 21.11*.
21.8. Теплообменники различных систем
21.8.1. Теплообменник «Дополь» фирмы «Полизиус». Способ
«Дополь» фирмы «Полизиус» заключается в предварительном
' подогреве цементной сырьевой муки в системе двойных суспен¬
зионных потоков. В теплообменнике «Дополь» первая, третья и
четвертая ступени (считая снизу) выполнены в виде параллель¬
но расположенных двойных циклонов. Вторая ступень, так на¬
зываемая вихревая шахта, выполнена в виде одинарного проти-
воточного теплообменного элемента (рис. 21.12).
Газоходы нижней (самой горячей) ступени имеют эллипти¬
ческое поперечное сечение; считают, что здесь, в противополож¬
ность квадратному сечению, снижается образование настылей.
Разделение газового потока на две струи позволяет использо¬
вать для такого же количества газа циклоны меньшего размера
с более высокой степенью осаждения. Главной целью способа
«Дополь» с двойными циклонами было достижение очень высо¬
кой производительности печи без фундаментальных изменений
проекта теплообменной системы и без строительства дополни¬
тельных теплообменных установок. Параллельно ожидали так¬
же улучшения осаждения в циклонах. Для предотвращения не¬
* Подробности см. в докладе Вебера (VI Международный конгресс по
химии цемента. М., Стройиздат, 1976, т. I, с. 302—303). (Прим. ред.)
372
равномерного нагрева в двойных циклонах оба потока сырьевой
муки встречаются в вихревой шахте (ступень 2) и перемешива¬
ются между собой. Уже выпущены теплообменники «Дополь»
производительностью до 7200 т/сут.
Ниже приведена расходная часть теплового баланса тепло¬
обменника «Дополь» производительностью 4000 т/сут [255].
Компоненты
Расход тепла
ккал/кг клинкера
%
Теоретический расход тепла
415
56,8
Потери тепла с клинкером после холодиль¬
10
1,4
ника
Потери тепла с отработанным воздухом
83
11,3
холодильника
Расход тепла на испарение влаги из сырья
3
0,4
Потери тепла с отходящими газами
150
20,5
Потери тепла в окружающую среду, в том
70
9,6
числе иа излучение и т. д.
Всего
731
100,0
Расход энергии в четырехступенчатом теплообменнике «До¬
поль», считая от загрузки сырьевой муки в теплообменник до
выхода-клинкера из холодильника, составляет 13 кВт-ч/тклин-
кера при количестве отходящих газов около 1,3 м3/кг клинкера
и температуре их на выходе из теплообменника 310° С.
21.8.2. Теплообменник фирмы «Бюлер-Миаг». Теплообмен¬
ник «Бюлер-Миаг» состоит из трех ступеней с двойными цик¬
лонами, работающими параллельно, и одинарной конической
вихревой шахты, служащей IV ступенью, где теплообмен осу¬
ществляется в противотоке (рис. 21.13).
Сырьевая мука подается в верхнюю ступень (Z,) теплооб¬
менника навстречу потоку газа и, достигнув IV ступени, нагре¬
вается до 800° С.
Сырьевая мука, осажденная в ступени Z3, попадает в вихре¬
вую шахту. Часть сырьевой муки, поступившей в теплообменник
и находящейся в шахте, снова подается к ступени Z3 с подни¬
мающимися вверх отходящими печными газами. Благодаря та¬
кой циркуляции сырьевой муки удлиняется время ее нахожде¬
ния в наиболее горячей зоне, что доводит степень декарбониза¬
ции до 50% и более.
Внутри шахты теплообменника концентрация материала в
газовом потоке возрастает, что приводит к возникновению так
называемого пылевого облака, непрерывно оседающего через
переходную камеру во вращающейся печи навстречу потоку га¬
зов.
По данным изготовителя, устройство четвертой ступени в ви¬
де конической шахты приводит к значительному улучшению эк¬
373
сплуатации по сравнению с обычными циклонными теплообмен¬
никами. В циклонных теплообменниках подогретая сырьевая
мука из нижней циклонной ступени подается в переходную ка¬
меру через трубопровод со свободным поперечным сечением
площадью около 0,5 м2. В рассматриваемой же системе средняя
площадь сечения зоны между конической шахтой и переходной
камерой в 14 раз больше. Это особенно выгодно при высокой
концентрации щелочей (КгО, ЫагО), хлоридов и сульфатов в
сырьевой муке. Поскольку щелочные конденсаты и настыли воз-
Рис. 21.12. Схема теплообмен¬
ника «Дополь» фирмы «Поли-
зиус»
А — вращающаяся печь; В — за¬
грузка сырьевой муки; С — отходя¬
щие газы к обеспыливателю; 1 —
ступень I (два параллельных цик¬
лона с теплообменом в прямотоке);
2—ступень II (вихревая шахта с
теплообменом в противотоке; 3 —
ступень III (аналог ступени IV);
4 — ступень IV (аналог ступени I)
Рис. 21.13. Схема теплообмен¬
ника фирмы «Бюлер-Миаг»
1 — переходная камера; 2 — шахта
теплообменника; Z — циклоны
374
йикают преимущественно в переходной зоне между вращающей¬
ся печью и теплообменником и на нижней циклонной ступени,
они могут стать причиной затруднений в работе вследствие за¬
купорки относительно узких трубопроводов сырьевой муки.
В конструкции с большим поперечным сечением на выходе из
противоточной ступени таких проб¬
лем не возникает даже при значи¬
тельной концентрации названных
компонентов.
Даже если концентрация этих
нежелательных примесей возраста¬
ет, то при необходимости получить
так называемый низкощелочной
клинкер предусматривают байпас¬
ную линию, относительно устойчи¬
вую против закупорки, чтобы сни¬
зить до минимума количество не¬
прерывно проходящих через тепло¬
обменник печных газов.
Удельный расход тепла в тепло¬
обменнике фирмы «Бюлер-Миаг»
составляет 750—800 ккал/кг клин¬
кера.
Теплообменники типа «Бюлер—
Миаг» выпускаются по лицензиям в
США фирмой «Аллис-Чалмерс»,
Милуоки, штат Висконсин, и в Ис¬
пании фирмой ATEINSA, Мадрид.
В этих теплообменниках можно
осуществлять первичное кальцини¬
рование путем установки простых
горелок на противоточной ступени
без дорогостоящей реконструкции
или установки дополнительных ем¬
костей. Испытания на крупной тех¬
нологической установке показали,
что при этом достигается степень
декарбонизации 85—90%.
21.8.3. Суспензионный теплооб¬
менник ZAB. Суспензионный тепло¬
обменник SKET/ZAB (ГДР) состо¬
ит из трех шахтных ступеней и расположенных над ними двух
циклонных ступеней [255Ь, 255с]. В шахтных ступенях парал¬
лельно осуществляются теплообмен и основные технологиче¬
ские процессы; циклонные ступени служат для упорядоченного
завершения теплоотдачи от газов к материалу и для транспор¬
тирования материала (рис. 21.14).
3> Газ
Материал
Рис. 21.14. Конструкция и тех¬
нологическая схема суспензи¬
онного теплообменника ZAB
/ — подача сырьевой муки; 2 —
циклонные ступени; 3 — шахтиая
ступень 1; 4 — шахтиая ступень 2;
5 — шахтная ступень 3; 6 — печь
375
Шахтные ступени характеризуются овальными поперечными
сечениями и зигзагообразным расположением вертикальных
шахт.
Схематически траектории сырьевой муки можно представить
в виде нитей, спускающихся преимущественно по периферий¬
ным зонам против потока газов к загрузочному отверстию печи.
При этом только часть сырьевой муки входит в каждую ниже¬
лежащую ступень; другая часть уносится газовым потоком и в
200 400
600
10
12
800
t,°C
100 200 300
А р,тм Вод.ст.
Рис. 21.15. Диаграмма температуры t и давления Др в теплообменнике ZAB
в зависимости от высоты Н над уровнем оси печи в верхнем обрезе
Слева — схема теплообменника с расположением точек замера температуры (темные
точки) и давления (крестики); 1—12— точки замеров, в том числе: 1—2 — после тепло¬
обменника; 3—5—в циклонной ступени; 1; 6—иа входе в циклонную ступень 2; 7—
в газоходе ступени 2; 8—11 — в шахтных ступенях 1—3; 12 — на обрезе печи
зависимости от условий сепарации (оседания) на соответствую¬
щей шахтной ступени снова попадает в первичный поток сырь¬
евой муки или выносится из него. В связи с этим на отдельных
шахтных ступенях и между ними возникают четко выраженные
материальные циклы [255 6].
Благодаря простой конструкции газоходов статические по¬
тери тяги в теплообменнике ZAB на 250—400 мм вод. ст. ниже
по сравнению с теплообменниками других систем при одинако¬
вых температурных условиях (рис. 21.15) [255 е, 255f].
Подогреватель ZAB изготовляют в одно- или двухбашенном
исполнении. Однобашенная конструкция целесообразна до про¬
изводительности 2000 т клинкера в сутки.
Согласно литературным данным, суспензионный подогрева¬
тель ZAB отличается надежностью в работе независимо от со-
376
держания летучих компонентов в
цементной сырьевой муке [255g,
255h] по следующим причинам:
наличие шахтных ступеней боль¬
шого объема и в связи с этим — ми¬
нимальная кривизна траектории
движения газов;
постоянный интенсивный контакт
обеих фаз;
комбинированный поток матери¬
ала и газа в переходной зоне между
подогревателем и вращающейся
печью.
Изготовители шахтных теплооб¬
менников указывают, что в противо¬
положность циклонным теплообмен¬
никам шахтные ступени большого
объема в нижней зоне подогревате¬
ля не чувствительны к щелочному
конденсату, так как в этой системе
осаждение происходит в основном в
потоке сырьевой муки. Новые пуб¬
ликации результатов испытаний поз¬
воляют оценить щелочную устойчи¬
вость в работе циклонных и шахт¬
ных теплообменников [255h—ш].
21.8.4. Противоточный суспензи¬
онный теплообменник фирмы
«Крупп». Описанные выше суспен¬
зионные теплообменники работают
как ступенчато-прямоточные систе¬
мы или имеют в своем составе одну
или две противоточные ступени, где
теплообмен происходит в так назы¬
ваемых вихревых камерах. Теплооб¬
менник, разработанный фирмой
«Крупп» (рис. 21.16), является поч¬
ти полностью противоточным, за ис¬
ключением верхней ступени, кото¬
рая с целью сброса пыли выполне¬
на в виде циклонной. Он состоит из
верхней двойной циклонной ступени
с трактом для восходящего потока
газа и самонесущей цилиндрической
шахты. Соплообразные сужения
разделяют шахту на четыре каме¬
ры. Над каждым сужением рас¬
положена конусная конструкция
Рис. 21.16. Противоточный теп¬
лообменник фирмы «Крупп»
(конструкция и технологичес¬
кая схема)
1 — подача сырьевой смеси; 2 —
циклонная ступень 1; 3 — камера I;
4—камера II; 5 — камера III; 6 —
камера IV; 7 — печь
377
для равномерного распределения опускающейся суспендирован¬
ной сырьевой муки. Таким образом, теплообменник работает в
пять ступеней. Исходная сырьевая мука вводится между верх¬
ней камерой шахты и циклонной ступенью, уносится вверх га¬
зовым потоком, подогревается, сепарируется от газа в циклонах
и попадает в верхнюю камеру шахты, откуда спускается из ка¬
меры в камеру навстречу потоку газа и поступает в выгрузоч¬
ную шахту, а затем во вращающуюся печь. На отдельных сту¬
пенях противоточного теплообменника фирмы «Крупп» уста¬
навливается следующая температура, °С [256]:
циклонные ступени 340—360
камера I 450—470
камера II 525—550
камера III 600—650
камера IV 700—750
выпускная шахта 1000
Удельный расход тепла в противоточных суспензионных теп¬
лообменниках фирмы «Крупп» составляет 800—900 ккал/кг
клинкера.
Большое поперечное сечение противоточных теплообменни¬
ков и соответственно низкая скорость газового потока служат
причиной относительно низких потерь тяги — около 270 мм вод.
ст., причем 40% потерь приходится на шахту, а 60% — на цик¬
лоны и газоход. Удельный расход энергии составляет
16,9 кВт-ч/т [257].
Таблица 21.5. Рабочие характеристики вращающихся печей
с противоточными теплообменниками фирмы «Крупп»
Показатель
Завод S
Завод F
Размер печи DXL, м
3,45X48
3,8X60
Уклон печи, %
3,5
3,5
Частота вращения печи, об/мин
0—2
1—1,5
Холодильник
«Фуллер»
«Фуллер»
Топливо
Мазут
Мазут
Низшая теплота сгорания, ккал/кг
9780
9600
Силикатный модуль
3,0
2,2
Глиноземный модуль
0,9
2,0
Коэффициент насыщения известью
93,7
' 90,6
Производительность, т/сут
580
850 "
Удельный расход тепла, ккал/кг клинкера
835
805
Температура отходящих газов, °С
360—400
350—380
Потери тяги в теплообменнике, мм вод. ст.
270
250
В табл. 21.5. приведены эксплуатационные характеристики
двух вращающихся печей с противоточными теплообменниками
фирмы «Крупп».
378
Удельный расход энергии в вентиляторе установки S состав¬
ляет 3,5 кВт-ч/т клинкера; содержание пыли в отходящих газах
38 г/м3, а общие потери тепла во внешнюю среду — 80 ккал/кг
клинкера.
В настоящее время про-
тивоточные теплообменники
фирмы «Крупп» работают в
однобашенном исполнении
до производительности 1000
т/сут; для большей произ¬
водительности установка
выполняется в виде двухба¬
шенной системы.
Размеры шахты противо-
точного теплообменника
фирмы «Крупп» производи¬
тельностью 1000 т/сут: диа¬
метр корпуса 7 м, внутрен¬
ний диаметр 6,5 м, высота
47 м. Отношение диаметра
к высоте 1 :7. Площадь на¬
ружной поверхности шахт¬
ной башни равна 1033 м2.
Для сравнения укажем, что
площадь наружной поверх¬
ности четырехступенчатого
циклонного теплообменника
той же производительности
равна 1610 м2.
21.8.5. Противоточный
суспензионный теплообмен¬
ник завода «Пржеров»,
ЧССР. Этот суспензионный
подогреватель сырьевой му¬
ки состоит из вертикальной
шахты с противоточным теп¬
лообменником, двух ступе¬
ней двойных циклонов и га¬
зохода, соединяющего шахту
С циклоном. Верхняя бата- Рис- 2''17- Конструкция противоточного
1 теплообменника завода «Пржеров»
реиная циклонная ступень
' 1 — вращающаяся печь; 2 — загрузочная ка>
мера печи; 3— тракт отходящих газов; 4 —
шахта с противоточным теплообменником;
5 — трубопровод исходной сырьевой муки;
6 — рассеивающий конус; 7 — маятниковый
клапан; 8 — верхняя циклонная ступень; 9 —
нижняя циклонная ступень; 10 — трубопровод
отходящих газов теплообменника; // — ниж¬
няя часть шахты теплообменника; 12 — венти¬
лятор теплообменника; 13 — ресивер насоса
сырьевой муки; 14 — крышка шахты теплооб¬
менника
выполняет функции обеспы¬
ливающих устройств, в то
время как нижние пары
циклонов служат для рецир¬
куляции и подогрева сырье¬
вой муки. Газоход для пода¬
чи отходящих газов враща-
379
Таблица 21.6. Размеры теплообменников завода «Пржеров», ЧССР
Производи¬
тельность,
т/сут
Расход тепла,
ккал/кг
Размеры печи
(0 X L), м
Размеры теплообменника
(Диаметр X высота), м
мазут
уголь
400
850
3,2X48
3,99X17
3,99X17
600
840
3,6X54
4,30X18
4,30X18
800
820
4,0X58
4,90X21
5,49X23
1000
800
4,2X60
5,49X23
5,49X23
1200
780
4,2X68
5,80X24,5
6,20X26
1400
780
4,4X72
6,20X26
6,60X28
1600
770
4,6X76
6,60X28
6,60X28
2000
760
4,8X80
2X5,49X23*
2X5,49X23*
2500
760
5,4X84
2X5,80X24*
2X6,20X26*
3000
750
5,6X90
2 X 6,20 X 26*
2X6,60X28*
* Двухбашенное исполнение.
ющейся печи в шахту теплообменника расположен таи-
генциально, чтобы придать газу спиральное, а суспензии сырь¬
евой муки — турбулентное движение (рис. 21.17). Для полноты
диспергирования сырьевой муки и повышения равномерности ее
распределения в шахте газоход на входе в шахту имеет в ниж¬
ней части рассеивающий конус.
Этот теплообменник характеризуется простотой конструкции
и технологичностью. Нет расширенных стыков, что сводит к ми¬
нимуму возможность подсоса наружного воздуха.
Огнеупорная футеровка состоит преимущественно из кир¬
пичей стандартных размеров. Самонесущая конструкция не тре¬
бует большой опорной поверхности, что значительно снижает
стоимость строительства. Расход энергии незначителен, так как
потери тяги при полной производительности не превышают
350 мм вод. ст.
Отходящие газы печи на входе в теплообменник имеют тем¬
пературу 950—1050° С; максимальная температура отходящих
газов теплообменника 360° С. Содержание пыли в отходящих
газах теплообменника 30—50 г/м3.
Тепловая эффективность теплообменника зависит прежде
всего от отношения высоты шахты к диаметру. Это отношение
выбирается так, чтобы обеспечить оптимальное соотношение
между капитальными затратами и эксплуатационными расхо¬
дами. Диаметр шахты определяется требуемыми характеристи¬
ками газового потока (табл. 21.6 [258, 259]).
Здесь следует отметить, что машиностроительный завод
«Пржеров» изготовляет комплекты оборудования для цемент¬
ных заводов.
380
21.9. Суспензионные теплообменники
с кальцинаторами
21.9.1. Суспензионный теплообменник SF фирмы ИХИ. Япон¬
ская фирма «Исикавадзима-Харима Хеви Индастриз», Токио (со¬
кращенно ИХИ) недавно разработала новый тип циклонного
теплообменника. Основная особенность нового теплообменника
и технологического процесса, названного фирмой SF-процессом’,
состоит в том, что кальцинирование сырьевой муки производится
обособленно, в так называемых «моментально кальцинирующих
камерах», или «флэш-кальцинаторах»2 с минимальной разностью
температур между газом и частицами сырьевой муки. Собствен¬
но клинкерообразование протекает в относительно небольших
вращающихся печах с малой продолжительностью пребывания
в них материала. Поскольку степень декарбонизации сырьевой
муки в обычных суспензионных теплообменниках незначительна
(10—15%), для дальнейшей декарбонизации требуется пример¬
но половина длины вращающейся печи; другая половина ис¬
пользуется для клинкерообразования. Фирма ИХИ исходила из
известного положения, что вращающаяся печь является эффек¬
тивным теплообменником только в зоне спекания, где теплопере¬
дача осуществляется в основном излучением; в более холодной
части печи, т. е. в зоне кальцинирования, теплопередача неэф¬
фективна. Процесс теплообмена может быть оформлен в аппа¬
ратурном отношении более экономично путем суспендирования
сырьевых частиц в газах. SF-процесс разрешил эту проблему
созданием флэщ-кальцинагора, в котором сырьевая мука декар-
бонизируется до 90% и затем поступает во вращающуюся печь.
С этой точки зрения по сравнению с обычными суспензионными
теплообменниками при способе SF требуемое количество тепла
для вращающейся печи снижается примерно вдвое. Однако что¬
бы печь могла работать при нормальной скорости газов, ее при¬
ходится снабжать удвоенным количеством тепла; в результате
соответственно повышается производительность печи. По дан¬
ным ИХИ, достаточно подать в печь только 40% общего количе¬
ства тепла; остальное количество подается во флэш-кальцина-
тор [259а].
На рис. 21.18 приведено графическое сравнение между обыч¬
ным суспензионным теплообменником и системой SF.
Удельная производительность вращающейся печи с теплооб¬
менником SF. Максимальная удельная производительность пе¬
чи, достигнутая при применении обычных циклонных теплооб¬
1 SF — заглавные буквы английского названия «Suspension preheater
with Flash calciner».
2 Flash — проблеск, вспышка (англ.). В этих кальцинаторах, судя по
описанию, происходит так называемое беспламенное горение топлива (см.
о нем работы М. Б. Равича в списке дополнительной литературы), при кото¬
ром вместо светящегося факела горения наблюдаются отдельные вспышки.
(Прим. ред.)
381
менников, составляет 1,75 т/м3 в сутки в расчете на внутренний
объем печи; при повышении частоты вращения печи удельная
производительность может быть доведена до 2,3 т/м3 в сутки. По
данным фирмы ИХИ, производительность печи в расчете на ее
свободный объем достигает 3,3 т/м3 в сутки. Таким образом,
система SF позволяет получить высокую производительность в
печах малого диаметра и длины. Такая печь требует строитель¬
ной площадки, на 25% меньшей по сравнению с печью, снабжен¬
ной обычными теплообменниками, при незначительном увеличе¬
нии высоты установки.
Небольшая печь высокой производительности имеет низкие
удельные потери тепла во внешнюю среду; по этой причине в ко¬
нечном счете расход тепла при SF-процессе на 5—10% ниже,
чем в печах с обычными теплообменниками.
В табл. 21.7 приведены характеристики установок с теплооб¬
менниками SF, поставленных фирмой ИХИ.
Техническая характеристика теплообменника SF
Производительность по клинкеру, т/сут 2000
Удельный расход тепла, ккал/кг клинкера 760
Вращающаяся печь:
размеры, м 3,9Х
Х51,4
частота вращения, об/мин 3—0,6
мощность двигателя, кВт 200
Теплообменная башня:
ширина, м 13,5
длина, м 9
высота, м 50,7
Клинкерный холодильник:
ширина колосников, м 2,6
длина колосников, м 14,7
Вентилятор отходящих газов:
производительность, м3/мин 4400
статический напор, мм вод. ст 985
мощность привода, кВт 1150
На рис. 21.19 схематически представлен теплообменник SF
(фирма «Фуллер», бюллетень PR-3).
В табл. 21.8 приведен тепловой баланс установки с теплооб¬
менником SF.
В результате многочисленных испытаний, тепловых и газо¬
динамических измерений была введена форма камеры флэш-пе¬
чи, обеспечивающая быстрый и интенсивный теплообмен между
газом и частицами сырьевой муки и исключающая настыли ма¬
териала на стенках. На рис. 21.20 показаны кривые распределе¬
ния температуры в трех разных поперечных сечениях флэш-каль-
цинатора.
По данным фирмы ИХИ, перед поступлением во флэш-каль-
цинатор отходящие газы печи смешивают с воздухом из цент¬
ральной части клинкерного холодильника и охлаждают; темпе-
382
Таблица 21.7. Установки с теплообменниками SF фирмы ИХИ
Покупатель
Страна
Производи¬
тельность,
т/сут
Вращающаяся
печь (с XL), м
Год поставки
«Чичибу цемент Ко», завод в Чичи-
бу, производство № 1
Япония
2000
3,9X51,4
1971
«Чичибу цемент Ко», завод в Кума-
гайе
»
8000
5,5X100
1973
«Сумитомо цемент Ко», завод в То-
чиги
»
2600
3,5X66
1973
«Нихон цемент Ко», завод в Сайта¬
ми
»
5200
4,75/5,25X84
1973
«Хитачи цемент Ко», завод «Хитачи»
»
1500
4,2X64
1973
«Чийода цемент Ко», завод в Охми
»
5000
4,1/4,5X90
1974т
«Ниттецу цемент Ко», завод в Муро-
ране
2700
4,2X64
1974
«Нихон цемент Ко», завод в Тоса
»
2400
3,4/3,75X74
1974
«Осака цемент Ко», завод в Йбуки
»
3600
5,6/5,4X100
1974
«Токуяма Сода Ко», завод в Нанио
»
7000
5,7X110
1974
«Ниппон стал кемикл Ко», завод в
Тобата
»
2200
3,45/3,75X70
1974
«Хитачи цемент Ко», завод «Хитачи»
»
2800
4,2X64
1974
«Дженерал цемент Ко», завод в Фо-
лосе
Г реция
4000
4,8X72
1975
«Ферс и Хузестан цемент Ко», завод
в Бехбахане
Иран
27D0
4,2X64
1975
«Фарс и Хузестан цемент Ко», завод
в Дороуде
»
2500
4,2X64
1975
«Сумитомо цемент Ко», завод в Ако
Япония
7200
5,6X94
1975
«Тайван цемент корп.», завод в Као-
сюне
Тайвань
2000
4,0X59
1975
«Мицуи цемент Ко», завод в Тагава
Япония
4000
4,7X74
1976
«Нэйшнл цемент Ко», завод в Рег-
ленде*
США
2000
4,12X97,6
1975
«Цемент Норте Пакасмайо», Сан
Исидро*
Перу
2000
4,1X57,9
1976
«Чичибу цемент Ко», завод в Чичи¬
бу, производство № 2
Япония
4800
5,5X83
1976
«Идеал цемент», Ноксвилл, Теннесси*
США
1550
3,8X55
197 7
«Тайван цемент корп.», завод в Чи-
куто**
Тайвань
1600
3,8X55
1976
* Поставка фирмы «Фуллер», США, по лицензии фирмы ИХИ.
** Поставка фирмы «Тайван цемент Инджиниринг».
383
Рис. 21.18. Графическое сравнение обычного теплообменника SP с теплооб¬
менником SF
а, б, в —зоны процесса; / — SP-процесс; II — SF-процесс; /// — температура материала;
А — теплообменник; В — вращающаяся печь; 1—4 — ступени теплообменника; 5 — каль-
цинатор; 6 — зона спекания; С — степень декарбонизации; q — доля длины печи,, за¬
нятая зоной
Рис. 21.19. Технологическая схема установки с
теплообменником SF
/ — подача сырьевой смеси; 2 — SF-теплообменник;
3 — флэш-печь (60% топлива, 450 ккал/кг, 800° С); 4 —
дымосос теплообменника; 5 — отходящие газы теплооб¬
менника (350° С, 1000—1050° С); 6 — подъемный трубо¬
провод 860—900° С; 7 — переходная камера перед печью;
8 — вращающаяся печь; 9 — горелка для сжигания
топлива, 310 ккал/кг; 10 — клинкерный колосниковый
холодильник (температура материала на входе — 1000° С);
11 — отходящий воздух из центра холодильника; 12 —
циклон; 13 — трубопровод вторичного воздуха флэш-пе¬
чи, 600—650° С; 14 — смесительная камера; 15 — к аспи-
рационному вентилятору клинкерного холодильника; 16—
готовый клинкер (сплошные стрелки — движение мате¬
риала, штриховые стрелки — газовые потоки)
384
Таблица 21.8. Тепловой баланс установки с теплообменником SF
Компонент
Приход
тепла,
ккал/кг
клинкера
Компонент
Расход
тепла,
ккал/кг
клинкера
Химическая энергия топли¬
ва
755,5
Теоретическое тепло клин-
керообразования
420,0
Физическое теплосодержа¬
ние топлива
2,9
Потери тепла с клинкером
24,0
Теплосодержание сырьевой
смеси
12,6
Потери тепла с воздухом
из холодильника
Потери тепла с отходящи¬
ми газами
97,2
158,8
Потери тепла с пылевыно-
сом
Потери тепла в окружаю¬
щую среду от излучения и
конвекции:
3,2
Примечание. Выпуск
печью
23,4
клинкера составляет
холодильником
4,7
83,7 т/ч; тепловой баланс
теплообменником
16,2
составлен при температуре
окружающей среды
воздухопроводом от хо¬
лодильника
Невязка баланса
15,2
8,3
Всего
771,0
Всего
771,0
I
►
Рис. 21.20. Распределение темпера¬
туры (°С) во флэш-печи теплооб-
, • менника SF
Слева и в центре — фронтальные попереч¬
ные сечения, справа — план; 1 — подача
сырьевой муки; 2 — поступление газа
fj ратура «центрального» отходящего воздуха клинкерного холо-
1 дильника, используемого для этой цели, составляет 600—650° С.
При этом летучие компоненты печных газов конденсируются на
частицах сырьевой муки и возвращаются в печь, благодаря чему
не возникает настылей на стенках флэш-кальцинатора.
На рис. 21.21 показано фронтальное сечение флэш-кальцина¬
тора; он состоит из вихревой камеры (нижняя часть) и камеры
реакции (верхняя часть).
Упомянутая выше смесь «центрального» отходящего воздуха
! клинкерного холодильника и печных газов попадает из вихревой
25—394
385
камеры в камеру реакции в виде мощного турбулентного пото¬
ка; в верхней части камеры реакции расположено загрузочное
отверстие для сырьевой муки.
На рис. 21.22 показана технологическая схема флэш-кальци-
натора. Основная часть газов из вихревой камеры движется
вдоль стенок вверх по спирали в камеру реакции вместе с части¬
цами сырьевой муки. За время подъема до выпускного газохода
эта смесь газов и твердых частиц совершает один оборот или бо¬
лее вокруг оси кальцинатора.
Вихревое движение приводит к возникновению зоны разре¬
жения вдоль вертикальной оси реактора. В эту зону всасывают¬
ся сырьевая мука и топливо. В результате возникают перемеши¬
вание и дисперсия частиц сырьевой муки и распыленного топли¬
ва с газами. Тепло, выделяющееся в результате сгорания,
немедленно передается частицам сырьевой муки, что и обеспечи¬
вает степень декарбонизации до 90%. При этом в кальцинаторе
не возникает светящегося факела горения, который виден во
вращающейся печи. В самом деле, здесь около 90% тепла пере¬
дается конвекцией и только около 10% — излучением.
Диаметр флэш-кальцинатора в теплообменнике SF произво¬
дительностью 3500 т/сут равен 7,4 м, а 4000 т/сут — 8,2 м. Высо¬
та флэш-кальцинатора равна высоте циклона нижней ступени
теплообменника.
Рис. 21.21. Фронтальное сече¬
ние флэш-печи с технологиче¬
ской схемой
Рис. 21.22. Схема потоков во
флэш-печи
/ — подача сырьевой муки; 2 —
подача газов; 3 — горелка 1; 4 —
горелка 2; 5 — горелка 3 (сплош¬
ные стрелки—газ; пустые стрел¬
ки — материал)
/ — подача сырьевой муки; 2 — ка¬
мера реакции; 3 — горелка; 4 —
подача газов; 5—вихревая камера;
6 — выход газов и кальцинирован¬
ного материала
386 /
Учитывая теперешний нефтяной кризис, компания «Фуллер»
разработала систему пылеугольного отопления флэш-кальцина-
торов SF [251, 251а].
Теплообменник SF с угольным топливом. Флэш-кальцинатор
эксплуатируется при температуре 830—910°С; чтобы избежать
настылей, обусловленных плавлением золы угля, рекомендуется
применять только угли с температурой плавления золы выше
1100° С. Требования в отношении теплоты сгорания, зольности,
содержания летучести, тонкости помола не отличаются от обыч¬
ных.
Отходящие газы SF-теплообменника, содержащие менее 5%
кислорода, подводят к роликовой мельнице для сушки и транс¬
портирования угля. Угольная пыль хранится во взрывобезопас¬
ных резервуарах ограниченной емкости, эквивалентной расходу
топлива во флэш-печи в течение 15—30 мин. Транспортирующие
газы очищаются в пылеосадителях при непрерывном контроле
содержания кислорода.
Угольная пыль подается к вращающейся печи и флэш-каль-
цинатору раздельно в соответствии с требуемым режимом горе¬
ния. Флэш-кальцинатор оборудован несколькими форсунками;
поэтому применяется распределительное устройство, подающее
газо- и пылеугольную смесь к каждой форсунке в равном коли¬
честве [25 lb].
Теплообменник SF с байпасом. Применение байпаса печ¬
ных газов связано с потерями тепла в количестве 4—5 ккал/кг
клинкера на каждый процент объема газа, поступающего в бай¬
пасную линию. В теплообменнике с кальцинатором эти потери \
тепла существенно снижаются, поскольку кальцинатор получает
свой горячий воздух по отдельному тракту от клинкерного холо¬
дильника, а не через вращающуюся печь. Например, для тепло¬
обменника системы SF потери тепла снижаются до 2—3 ккал/кг
клинкера на каждый процент объема газа, проходящего через
байпасную линию. Как показано на рис. 21.19, 60% всего топли¬
ва сгорает во флэш-кальцинаторе и только 40%—во вращаю¬
щейся печи. Нежелательные компоненты возгоняются в основ¬
ном во вращающейся печи, а не в кальцинаторе; следовательно,
заданное количество этих компонентов может быть удалено че¬
рез байпасный клапан с уменьшением доли отходящих газов пе¬
чи в кальцинаторе. Более того, с увеличением количества байпа-
сируемых печных газов пропорционально увеличивают подачу
топлива в кальцинатор, расположенный после байпасного клапа¬
на. Это позволяет системе с кальцинатором работать при объеме
байпасных газов, достигающем 100% [251с], для получения низ¬
кощелочных цементов (см. также разд. 21.9.5).
21.9.2. Суспензионный теплообменник MFC. Суспензионный
теплообменник MFC (заглавные буквы английского названия
«Mitsubishi Fluidized Calciner») состоит из обычного циклонного
теплообменника (системы «Дополь» фирмы «Полизиус»), рабо-
25*
387
тающего совместно с кальцинатором кипящего слоя, который
снабжен отдельной подачей топлива. Этот теплообменник, раз¬
работанный фирмой «Мицубиси майнинг энд симент Ко» сов¬
местно с фирмой «Мицубиси Хеви Индастриз» [259Ь], схемати¬
чески показан на рис. 21.23.
Рис. 21.23. Теплообменник MFC е
реактором кипящего слоя для
кальцинирования сырьевой муки
/, 3, 4 — циклоны теплообменника; 2 —
вихревая шахта; 5 — дозатор сырьевой
муки; 6 — вентилятор теплообменника;
7 — кальцинатор кипящего слоя; 8 —
кипящий слой; 9—форсунки; 10 — вра¬
щающаяся печь; // — форсунка враща¬
ющейся печи; 12 — клинкерный холо¬
дильник; 13 — пылеотделитель возду¬
ха от клинкерного холодильника; 14 —
дутьевой вентилятор для кальцииатора
кипящего слоя
Первый теплообменник MFC был установлен на цементном
заводе в Хигасидани, а затем и на двух других японских цемент¬
ных заводах.
Цемеитиый завод Размеры печи, м Производительность, т/сут
Куросаки 4,6X93 2800
Канда 5,4X95 5200
Установка с теплообменником MFC на цементном заводе
в Хигасидани имеет следующие характеристики.
Вращающаяся печь:
0 4,3 м, длина 65 м
производительность 2200 т/сут
Теплообменник «Дополь» фирмы «Полизиус»:
циклон № 1, 0=4,5 м (2)
вихревая шахта; 0=5,8 м (1) см. рис. 21.11; . "
циклон № 3: 0=4,5 м (2)
циклон № 4: 0=3,95 м (2)
Реактор MFC с кипящим слоем: 0=4,0 м, Н = 4,5 м
Вентилятор, обеспечивающий «кипение» слоя: !
650 м3/мин; 350° С, 1800 мм вод. ст.
Двигатель вентилятора, потребляемая мощность: 180 кВт
Потери давления в теплообменнике MFC : 1200 мм вод. ст.
Расход тепла в системе в целом в среднем составляет,
781 ккал/кг клинкера; хотя он не отличается от имеющегося-
388
г
при обычных суспензионных теплообменниках, фирма «Мицу¬
биси» пытается снизить удельный расход тепла путем улучше¬
ния отбора воздуха из клинкера холодильника.
Теплообменник MFC имеет следующий тепловой баланс.
Приход тепла ккал/кг
клинкера
Физическое теплосодержание жидкого топлива печи 2,7
Физическое теплосодержание жидкого топлива теплообменника MFC 0,8*
Химическая энергия жидкого топлива в печи 620,0
Химическая энергия жидкого топлива в теплообменнике MFC . . . 161,0
Теплосодержание первичного воздуха, поступающего в печь ... 0,5
Теплосодержание сырьевой муки 17,8
Теплосодержание воздуха из клинкерного холодильника 6,4
Всего 809,2
Расход тепла
Потери тепла с отходящими газами теплообменника 172,6
Потери тепла с пылевыносом из теплообменника 2,9
Теоретическое тепло клинкерообразования 418,9
Расход тепла на испарение влаги из сырьевой муки 3,9
Потери тепла с клинкером после холодильника 17,3
Потери тепла с воздухом из клинкерного холодильника 151,6
Потери тепла с пылевыносом из клинкерного холодильника .... 0,6
Остальные потери тепла (не определялись) 41,4
Всего 809,2
21.9.3. Суспензионный теплообменник RSP. Суспензионный
теплообменник RSP (заглавные буквы английского названия
«Reinforced Suspension Preheater») отличается от обычного су¬
спензионного теплообменника модификацией нижнего газохода;
он включает двухкамерный кальцинатор, состоящий из нагре¬
вательной шахты с вихревыми форсунками и собственно каль¬
цинирующей шахты, расположенных почти параллельно. Схе¬
ма этой конструкции показана на рис. 21.24 [259 с].
Теплообменник RSP разработан совместно японскими фир¬
мами «Онода симент компани» и «Кавасаки Хеви Индастриз»,
Токио.
Горение мазута в нагревательной камере поддерживается
горячим, так называемым «центральным» отходящим воздухом
из клинкерного холодильника. Сырьевая мука, прошедшая ци¬
клон второй ступени, равномерно распределяется в газообраз¬
ных продуктах горения в нагревательной шахте, падая вниз;
встречаясь с горячими отходящими газами печи, сырьевая му¬
ка поднимается восходящим газовым потоком в газоход, обра¬
зующий кальцинирующую шахту, а из нее в циклон первой
* Таким образом, в кальцинатор MFC нельзя подать такую же долю
топлива, как во флэш-печь. (Прим. ред.)
389
•ступени. При этом суспендированная сырьевая мука декарбо-
низируется на 90—95% перед поступлением во вращающуюся
печь. Поэтому работа вращающейся печи, как в описанных вы¬
ше случаях (теплообменники SF и MFC1), сводится к процес¬
су собственно клинкерообразования, что значительно повыша¬
ет производительность. Фирмы «Онода»—«Кавасаки» отмеча-
Рпс. 21.24. Схема тепло¬
обменника RSP
1 — подача материала из
верхних ступеней теплооб¬
менника; 2 — вихревая фор¬
сунка; 3 — форсунки; 4 —
вихревой кальцинатор; 5 —
выходной боров кальцина-
тора (температура газов
около 930° С); 6—смеси¬
тельная камера; 7 — газоход
от верхнего конца печи;
8 — подъемный газоход; 9 —
циклон; 10 — подача газа в
верхние ступени теплооб¬
менника; И — подача мате¬
риала с температурой 800—
850° С при степени декарбо¬
низации 80—95% во враща¬
ющуюся печь (сплошные
стрелки — движение мате¬
риала, штриховые — пото¬
ки газов)
ют, что производительность вращающейся печи в 2,5—3 раза
превышает производительность печей с обычными суспензион¬
ными теплообменниками. Для достижения производительности
от 6 до 8 тыс. т/сут достаточно применять короткие печи диа¬
метром 5—5,5 м.
Температура газов на выходе из кальцинирующей шахты
составляет 950° С, а температура сырьевой муки на входе во
вращающуюся печь—820—840° С; эта температура лишь нем¬
ного выше, чем после обычных теплообменников, однако сырь¬
евая смесь в теплообменнике RSP декарбонизована на 90—
•95%.
Около 30—45% тепла, подводимого к агрегату с теплообмен¬
ником RSP, приходится на вращающуюся печь, а 55—70% — на
вихревые форсунки теплообменника. Так1 как во вращающуюся
печь подается меньше топлива, она расходует соответственно
меньше вторичного воздуха; это позволяет подать достаточное
количество горячего воздуха из клинкерного холодильника
к вихревым форсункам.
Удельный расход тепла в установке RSP производительно¬
стью 3000 т/сут равен 760 ккал/кг клинкера.
1 Вряд ли это можно сказать об MFC-процессе, судя по табличным дан¬
ным. (Прим. ред.)
390
В США теплообменники RSP выпускаются фирмой «Ал-
лис-Чалмерс» по лицензии фирмы «Онода симент Ко», Япо¬
ния.
21.9.4. Способ предварительного кальцинирования фирмы
«Полизиус». При разработке способа первичного кальциниро¬
вания фирма «Полизиус»
Рис. 21.25. Технологическая схе¬
ма предварительного кальциниро¬
вания с подачей воздуха по спе¬
циальному трубопроводу (Япо¬
ния)
/ — сырьевая мука; 2 — кальцинатор;
3 — топливо
Рис. 21.26. Технологическая схема
предварительного кальцинирова¬
ния по способу «Полизиус —
Рорбах»
! — сырьевая мука; 2 — топливо
стремилась к упрощению про¬
цесса, чтобы его эффект не за¬
висел от типа холодильника.
Эта проблема была решена'
совместно с фирмой «Рорбах»,.
Доттернхаузен ’.
Основная идея способа со¬
стоит в том, что сжигание топ¬
лива, необходимое для обеспе¬
чения достаточной степени де-
Рис. 21.27. Теплообменник «До-
поль» с кальцинатором
карбонизации сырьевой муки в теплообменнике, осуществляется
в соединительном газоходе между вращающейся печью и тепло¬
обменником, а необходимый для горения воздух «протягивают»
вместе с продуктами горения «печного» топлива через враща¬
ющуюся печь. Фирмы утверждают, что при таком способе от¬
падает необходимость в дополнительных воздухопроводах со-
всеми проблемами регулирования расхода воздуха и допуска¬
ется применение любых, в частности планетарных, холодиль¬
ников.
1 См. уже упомянутый в этой связи доклад Вебера на VI Международ¬
ном конгрессе по химии цемента в Москве. (Прим. ред.)
3911
На рис. 21.25 и 21.26 сравниваются схемы с подачей возду¬
ха к кальцииатору по специальному трубопроводу и через вра¬
щающуюся печь. Отходящие газы из газохода поступают в цик¬
лонный сепаратор (см. рис. 21.26) и затем в четырехступенча¬
тый циклонный теплообменник.
На рис 21.27 показана нижняя ступень теплообменника
«Дополь» с кальцинирующим устройством. Сырьевая мука из
вихревой шахты «Дополь» после значительной декарбонизации
в газоходе, куда топливо подается через несколько форсуною
и сепарации в нижней ступени циклонов попадает в печь. Дли¬
ну кальцинирующего газохода выбирают достаточной для пол¬
ного сгорания топлива до поступления в нижнюю циклонную
ступень. При уменьшении размеров вращающейся печи разме¬
ры холодильников выбирают в соответствии с их производи¬
тельностью, поэтому они не подлежат уменьшению.
Для доведения степени декарбонизации перед входом в
печь до 90—95% коэффициент избытка воздуха в печи должен
составлять около 2,05, а температура факела в печи — около
1800° С вместо 2200° С без предварительной кальцинации. Да¬
же при этих условиях теплообмен во вращающейся печи не
ставит новых проблем. Концентрация кислорода в отходящих
газах вращающейся печи на входе в кальцинатор — око¬
ло 12%.
Что касается скорости газов в печи, то фирма «Полизиус»
представила следующие данные. В печи 4,2X66 м с предвари¬
тельным кальцинированием скорость газов была только на
12% выше, чем в печи такой же производительности без пред¬
варительного кальцинирования при размерах 5,0x82 м. Более
того, установлено, что выбором подходящей формы холодного
конца печи и кальцинирующего газохода легко получить прак¬
тически ту же скорость газов на выходе из печи, с которой ра¬
ботают более крупные печи без предварительных кальцинато-
ров, несмотря на более высокую удельную нагрузку и умень¬
шенный диаметр печи с предварительным кальцинированием.
Это подтверждается длительной промышленной эксплуатацией
установок.
С учетом расхода топлива и электроэнергии, а также по¬
вышенных цен на огнеупоры для мощных вращающихся печей
экономический расчет свидетельствует, что высокая произво¬
дительность окупает дополнительные эксплуатационные расхо¬
ды только начиная с уровня 2500—3000 т/сут; в печах очень
большой производительности экономия становится значитель¬
ной [259d, е].
21.9.5. Способы предварительного кальцинирования фирмы
«Смидт». Фирма «Смидт» разработала ряд способов предва¬
рительного кальцинирования, имеющих различные области при¬
менения.
392
Предварительное кальцинирование с раздельными теплооб¬
менными линиями. Эта система характеризуется наличием спе¬
циального воздуховода, транспортирующего горячий воздух
с продуктами горения из колосникового клинкерного холодиль¬
ника в отдельный кальцинатор, описанный ниже. В крупных
установках, где суспензионный теплообменник выполнен в ви¬
де двойной системы, отходящие газы кальцинатора и отходя¬
щие газы вращающейся печи направляют в отдельные ветви
теплообменника. По данным изготовителя, эта система имеет
следующие преимущества:
как и при установке других кальцинаторов, размеры печи
можно существенно уменьшить;
кальцинатор можно снабжать воздухом от клинкерного хо¬
лодильника с температурой около 900° С;
приборы для регулирования количества воздуха соединены
с датчиками температуры после теплообменника, что обеспе¬
чивает контроль дозировки воздуха;
подобный контроль процесса предохраняет от перегрева да¬
же при степени декарбонизации в кальцинаторе 90—95%;
пуск печи и связанной с ней циклонной теплообменной вет¬
ви осуществляется обычным способом. После их введении
в предварительный рабочий режим производят запуск кальци¬
натора и его ветви циклонных теплообменников;
высокая степень декарбонизации и повышенная стабиль¬
ность питания печи гарантируют ее стационарную работу без
нарушений режима.
На рис. 21.28 показана система с предварительным кальци¬
нированием для вращающейся печи с циклонным теплообмен¬
ником в сдвоенном исполнении. Эта система может применяться
также с тремя или четырьмя линиями циклонных теплообменни¬
ков до производительнее™ 10000 т/сут.
Предварительное кальцинирование с получением низкоще¬
лочных цементов. Если требуется получить клинкер с очень
низким содержанием щелочей, фирма «Смидт» рекомендует
применять систему, показанную па рис. 21.29. Предваритель¬
ное кальцинирование осуществляется в одной ветви, включаю¬
щей кальцинатор и четырехступенчатый теплообменник. Она
работает независимо от отходящих газов вращающейся печи.
Эти газы, не утилизируемые в теплообменнике, охлаждаются
и обеспыливаются в отдельном устройстве. В этой системе с
независимым отоплением кальцинатора объем отходящих га¬
зов печи составляет всего около 7з наблюдаемого в системе
с подачей топлива только в печь. Но в данном случае отходя¬
щие газы печи содержат все летучие компоненты, испаряющие¬
ся в зоне спекания (100% байпаса). В этой системе за счет
повышенного расхода тепла обеспечивается низкое содержание'
щелочей в клинкере.
393;
В табл. 21.9 приведены характеристики стандартных уста¬
новок с предварительным кальцинированием для получения
.низкощелочного цемента.
На рис. 21.30 показана диаграмма, отражающая циркуля¬
цию летучих компонентов, в левой части рисунка — для печи
с обычным четырехступенчатым теплообменником, а в правой
■части — для печи с кальцинатором и 100%-ным байпасом га¬
зов, описанной в настоящем разделе (см. также разд. 21.6.2).
•Рис. 21.28. Система предваритель¬
ного кальцинирования «Смидт» с
двумя раздельными теплообмеи-
ными линиями
/—подача 33% общего количества
'Сырьевой муки; 2— подача 67% обще¬
го количества сырьевой муки; 3 — по¬
дача 60—65% общего количества топ¬
лива в кальцинатор; 4 — подача 35—
40% общего количества топлива во
вращающуюся печь (прн пуске-- 50%)
Рис. 21.29. Система предварительно¬
го кальцинирования фирмы «Смидт»
для получения низкощелочиого це¬
мента при 100%-ном байпасе
/ — отходящие газы теплообменника; 2 —
загрузка сырьевой муки; 3 — отходящие
газы вращающейся печи; 4—обеспылива¬
ющее устройство; 5 — подача топлива в
кальцинатор; 6 — холодный воздух; 7 —
вращающаяся печь; 8 — подача топлива в
печь; 9 — клинкерный холодильник
В основу циркуляционной диаграммы положено следующее со¬
держание летучих компонентов: в сырьевой муке — 0,70% КгО,
0,20% ЫагО, 0,015% С1, 0,20% S03; в жидком топливе —
2,50% S. Сырьевая смесь имеет среднюю «обжигаемость» при
нормальном расходе тепла; также стандартны степень цирку-
-ляции пыли и коэффициенты летучести (см. разд. 21.6.3). Циф¬
ры на диаграммах означают количество граммов на каждые
100 кг клинкера, что позволяет легко подсчитать концентрацию
^компонентов в процентах.
Сравнение обеих систем показывает, что клинкер из уста¬
новки со 100%-ным байпасом газов характеризуется значи¬
тельно более низким содержанием щелочей, хлора и S03, чем
обычный.
На рис. 21.31 представлена диаграмма циркуляции летучих
компонентов при комбинированном способе производства;
■сырьевой шлам предварительно обезвоживают в фильтр-прес-
:394
Таблица 21.9. Характеристики установок с предварительным
кальцинированием фирмы «Смидт»
для получения низкощелочных цементов
Tj<
<М
<М
см
см
о
о
о
со
о
о
о
о
05
in
СО
00
со
со
О
ОО
СО
Tf
<м
см
<м
см
о
о
о
о
о
о
о
Tf
о
СО
00
со
СО
О
О
О
1П
ю
о
in
N.
in
Tf
rf
СМ
О
S
N.
о
о
ю
in
о
Tf
см
(М
о
о
о
о
о
щ
о
см
см
ю
N.
ю
о
о
о
о
Tf
U0
о
о
00
СО
N-
05
о
о
Tf
СО
in
о
о
щ
о
in
о
in
N-
со
со
СО
N.
о
Tf
СО
Tf
—1
о
о
со
СО
о
ю
in
оО
<М
05
о
о
о
СО
Tf
ш
о
Ю
СО
<м
05
о
СО
05
со
СО
Tf
<м — — — *-
о
иО
N.
05
СО
о
<м
ОО
о
о
со
о
ш
о
ш
щ
см
со
со
05
N.
Tf
СО
со
о
-е
Я
ВС
о
л
.. я
СО CJ
О с
я >»
2 5
й «
3 §
§ а,
| о
С
&
и
?
СМ
В
S'
о
с
>т
N
S
s
со
Л
я
а>
о
с
>т
Л
н
к
о
я
«
Си
в
N
я
со
X
S
Си
со
<и
я
я
S
СО
О
с
>т
CQ
к*
•е*
съ
<
о
ч
о
X
>я
3
я
а,
о
*
в
я м
4 5
39S
Таблица 21.10. Сравнение щелочности клинкера, полученного в печи
с обычным суспензионным теплообменником и по способу «Дания»
Среднее содержание в клинкере, %
исходного количества
Компонент
обычный четырехстулеича-
тый теплообменник
способ «Дания»
К20
95
40
Na20
85
60
Рис. 21.30. Диаграммы циркуляции летучих компонентов в печах с теплооб¬
менниками
А — печь с обыкновенным 4-ступенчатым теплообменником; Б — печь с кальцииатором
(100% байпаса) фирмы «Смидт»; / — печь; (/ — теплообменник; /// —сырьевая смесь
и пыль из электрофильтра теплообменника; IV — кальцинатор; V — пыль из электро¬
фильтра печи; / — клинкер; 2 — питание; 3 — пылеуиос; 4 — дым (из трубы); 5 — мазут
396
се, сушат в сушилке и подают в теплообменник с кальцинато-
ром. Этот способ, разработанный фирмой «Смидт», назван спо¬
собом «Дания». По диаграмме видно, что установка «Дания»
позволяет значительно снизить щелочность клинкера (табл.
21.10). Содержание серы возрастает на величину, вносимую
с топливом.
0 Д Д
112^^
Рис. 21.31. Диаграммы цирку¬
ляции летучих компонентов в
печи комбинированного спосо¬
ба с теплообменником «Дания»
/ — печь; // — кальцинатор; /// —
теплообменник; IV—сушилка; К —
фильтр; 1 — клинкер; 2 — питание;
3—пылеунос; 4 — дым (нз трубы);
5 — мазут
Рис. 21.32. Кальцинатор
фирмы «Смидт»
/ — отходящие газы с кальци¬
нированной сырьевой мукой;
2—исходная сырьевая мука;
3 — топливо (твердое, жидкое
или газообразное); 4 — подогре¬
тый воздух, необходимый для
горения, от клинкерного холо¬
дильника
Кроме того, следует отметить, что печь «Дания» имеет не¬
сколько больший удельный расход тепла, чем печь с обычным
теплообменником, так как в первом случае не полностью ис¬
пользуются отходящие газы теплообменника.
Конструкция и расход тепла в кальцинаторе фирмы
«Смидт». Кальцинатор, входящий в систему, показан на рис.
21.32. Конструкция его чрезвычайно проста. В принципе это фу¬
терованный огнеупорами цилиндр с коническими верхним и
397
нижним концами. Главной особенностью кальцинатора явля¬
ется полнота смешения сырьевой муки и топлива перед пода¬
чей горячего воздуха и последующим началом процесса горе¬
ния. Эффективное перемешивание подогретой сырьевой муки
и порошкообразного или газообразного топлива — относитель¬
но простая операция. Но и при применении жидкого топлива
не возникает проблем, так как нет необходимости в его распы¬
лении. Внутри кальцинатора оно немедленно газифицируется
и поэтому равномерно перемешивается с подогретой сырьевой
мукой. Кальцинатор может работать на жидком топливе, уг¬
ле, природном газе, а также на горючих сланцах с низкой те¬
плотой сгорания. Воздух, необходимый для горения, поступает
с температурой около 900° С из клинкерного холодильника. Он
пронизывает кальцинатор сни-
5,7.
зу вверх с незначительными
потерями давления.
а.%
Рис. 21.33. Зависимость сте¬
пени декарбонизации сырь¬
евой муки в кальцинаторе
G от доли сжигаемого в нем
топлива g (% к общему
расходу топлива)
Рис. 21.34. Прирост произ¬
водительности печи Q при
увеличении доли топлива g
(% к общему расходу топ¬
лива), сжигаемой в кальцн-
наторе (Q = 100 % при g=0)
Подогретая сырьевая мука поступает в кальцинатор при
температуре около 750° С через отверстие в нижней цилиндри¬
ческой части зоны. Топливо подается через нижнюю коничес¬
кую часть кальцинатора. Затем к смеси топлива и сырьевой
муки вдоль оси кальцинатора добавляется воздух, необходи¬
мый для горения.
Тепло, выделяющееся в кальцинаторе, используется как для
нагрева сырьевой муки до температуры кальцинирования, так,
разумеется, и непосредственно для осуществления процесса
кальцинирования.
Поскольку небольшие колебания в подаче сырьевой муки
и топлива в кальцинатор неизбежны, приходится, как уже от¬
мечалось, довольствоваться степенью декарбонизации 90—
95% на выходе из кальцинатора. Это обеспечивает температу¬
ру загружаемого в печь материала около 900° С при темпера¬
398
туре на выходе из кальцинатора не выше 950° С. По данным
изготовителя, при степени декарбонизации 90—95% удельный
расход тепла в кальцинаторе составляет примерно 550 ккал/кг
клинкера.
Доля топлива, расходуемая в кальцинаторе, определяет как
степень декарбонизации материала, так и уровень производи¬
тельности печи. Это показано на рис. 21.33 и 21.34.
В табл. 21.11 приведены характеристики стандартных уста¬
новок фирмы «Смидт» с отдельно работающей ветвью с каль-
Рис. 21.35. Печь «Интеграл» фирмы
«Смидт» с кальцинированием на
входе
1 — сырьевая мука из четвертой ступени
циклона; 2—сырьевая мука из третьей
ступени циклонов
Рис. 21.36. Печь «Интеграл» фирмы
«Смидт» с теплообменной установкой
1 — отходящие газы; 2—подача сырьевой
муки; 3 — цилиндрический участок с подъ¬
емными лопастями; 4 — вращающаяся
печь; 5 — форсунка печи; 6—планетарный
холодильник
цинатором. Производительность установок зависит от многих
факторов (например, вида топлива, обжигаемости сырья, вы¬
соты над уровнем моря, наружной температуры и т. д.) и мо¬
жет колебаться в значительных пределах.
Печь «Интеграл» фирмы «Смидт» с кальцинированием на
входе. Отличие этого процесса от описанного выше состоит
в том, что горячие отходящие газы печи встречаются у ее верх¬
него конца с некальцинированной сырьевой мукой, подогретой
примерно до 700е С в трех верхних ступенях циклонного тепло¬
обменника (рис. 21.35 и 21.36).
Отходящие газы пронизывают зону питания печи, где про¬
исходит предварительное кальцинирование. Кальцинируемая
сырьевая мука приобретает вихревое движение. Прежде чем
смесь сырьевой муки с газами достигает нижней ступени цик¬
лонного теплообменника, температура смеси снижается до
840° С. Сырьевая мука, осевшая в нижней ступени теплообмен¬
ника, подается по специальной спускной трубе в печь, минуя
зону предварительного кальцинирования. Это устройство пре-
399
Таблица 21.11. Характеристики установок фирмы «Смидт»
с раздельно работающей ветвью с кальцинатором
г
О
о
с£
со
СО
СО
со
СО
5500
1
О
о
о
00
^ 6300
1
98
1350
со
СО
СО
СО
СО
о
о
О
СО
о
о
ю
о
О
ОТ
LO
СЧ
СО
О
сч
tO
N.
СО
СО
СО
СО
со
О
О
О
сч
тр
Я
о
о
to
от
^F
о
сч
N.
сч
LO
N.
to
со
СО
СО
СО
о
О
о
от
о
В
о
о
о
со
N.
от
VO
сч
СО
LO
со
СО
СО
со
со
О
О
о
со
о
о
ш
о
to
со
со
СО
сч
о
Tf
СО
Ю
СО
СО
СО
со
со
О
О
о
о
тР
о
О
о
ОО
СО
о
о
тГ
СО
to
со
СО
СО
со
со
О
О
о
о
о
8
Ю
О
to
N.
00
от
О
N.
о
со
СО
со
СО
СО
со
со
о
О
о
ОО
ОО
о
О
in
СО
сч
СО
to
to
от
СО
to
тр
со
СО
СО
СО
со
О
о
О
СО
ш
in
to
СО
сч
00
Tf
сч
СО
от
СО
to
Tf
СО
СО
СО
со
О
о
о
со
о
о
о
to
о
сч
8
СО
N.
•—
ОО
СО
СО
СО
со
со
со
О
о
О
со
о
LO
in
to
to
сч
in
от
N-
СО
Tf
СО
я £»
° и
е; °
Й к
О
с=3
<0>
Я
ГГ
Я
Я
X
Си
я
А
А
я
а>
О
о
с
я
я
>>
>>
>>
£-
N
N
о
о
со
к
к
я
сч
со
Я
sr
СО
А
о
я
я
а>
о
я
>=3
>т
я
н
я
о
я
к
Си
я
N
я
а>
X
S
си
G3
<и
я
я
я
>т
Я
я
к
са
t=3
*3
(75
Я
Я
>=5
О
О
Я
я
я
*3
ef
О
>=3
О
X
3
я
Си
еЗ j
Ь* 1
400
дотвращает перемешивание кальцинированной сырьевой муки
с некальцинированной, скапливающейся у входа в печь.
Промышленный опыт показывает, что при такой системе
температура отходящих газов печи не должна ограничиваться
уровнем 1200° С, так как ее повышение позволяет интенсифи¬
цировать предварительное кальцинирование сырьевой муки.
Эта система работает только с одной горелкой; дополнитель¬
ного сжигания в кальцинирующем устройстве не требуется.
t°c
гаоо
1800
t “F
1600
14-00
1200
ZO 40 60 во G,%
Рис. 21.37. Зависимость температуры
t отходящих газов от степени пред¬
варительного кальцинирования G (%)
Рис. 21.38. Зависимость удельной
производительности печи q от степе¬
ни предварительного кальцинирова¬
ния G (%)
Повышение температуры отходящих газов приводит к уве¬
личению разности температур между печными газами и мате¬
риалом, что позволяет сделать печь более короткой. Связь
между степенью предварительной декарбонизации и температу¬
рой отходящих газов печи показана на рис. 21.37. Повышение
степени предварительного кальцинирования увеличивает удель¬
ную производительность печи. График, приведенный на рис.
21.38, построен по данным испытаний рассматриваемой систе¬
мы. Он свидетельствует, что при степени предварительной де¬
карбонизации 50—60% удельная производительность печи до¬
стигает 3,5 т/(м3-сут).
Поскольку все топливо подается в печь, через нее проходят
все продукты горения. Поэтому диаметр печи остается таким
же, как при применении четырехступенчатого циклонного тепло¬
обменника. Скорость газов на выходе из печи в обоих случаях
также практически одинакова. Повышенная температура газов
в рассматриваемой системе приводит к тому, что большая
часть процесса кальцинации происходит на входе в печь. По
сравнению с обычным четырехступенчатым циклонным теплооб¬
менником длина печи может быть дополнительно сокращена в
зависимости от степени предварительного кальцинирования на
входе в печь. Уменьшенная длина печи приводит к снижению
26—394
401
потерь тепла во внешнюю среду, уменьшению мощности приво¬
да и сокращению капитальных затрат.
В настоящее время печи «Интеграл» с предварительным каль¬
цинированием на входе поставляются фирмой «Смидт» произ¬
водительностью до 4500 т/сут. Такая печь может работать с
клинкерными холодильниками всех известных типов [87 с].
21.9.6. Система с калъцинатором «Пироклон» фирмы «Гум¬
больдт-Ведаг». Фирма «Индустрианлаген КГД» применяет два
варианта кальцинаторов, известных под названием «Пироклон
R» (регулярный) и «Пироклон S» (специальный). Они вклю¬
чают в себя следующие основные компоненты:
1) один или несколько газоходов, ведущих от входа в печь
к системе теплообменника; эта система соединена со специаль¬
ными камерами для сжигания топлива, смешанного с подогре¬
той сырьевой мукой и тщательно распределенными горячими
отходящими газами из вращающейся печи; в камерах химичес¬
кое тепло топлива полностью расходуется на кальцинирование
сырьевой муки;
2) газоход, снабженный внутренними завихрителями и ве¬
дущий из камеры сгорания вертикально вверх, а затем «воз¬
вращающийся» вниз;
3) сепаратор циклонного типа; прямо в этот циклон ведет '
упомянутый газоход; из циклона сырьевая мука поступает в
печь; он одновременно выполняет роль нижней ступени цик¬
лонного теплообменника (см. рис. 21.40). i
Возможности использования второй зоны горения зависят
от того, как подается к ней необходимый для горения воздух:
по специальному наружному воздуховоду вдоль вращающейся
печи («Пироклон R») или через вращающуюся печь («Пиро¬
клон S»). Эти возможности определяются следующими усло¬
виями.
Начиная с определенного уровня производительности уста¬
новки, примерно равного 2500 т/сут, воздух для второй зоны
горения подводят по «третичному» воздуховоду, расположен¬
ному вне вращающейся печи («Пироклон R»). Если произво¬
дительность печи ниже указанного предела, может применяться
«Пироклон S». Применение той или другой конструкции зави¬
сит также от ряда других обстоятельств.
Размеры печи могут быть уменьшены с увеличением степени
декарбонизации в теплообменнике. Теоретически в теплообмен¬
нике можно достигнуть почти полного кальцинирования, если
в него подавать 65—70% требуемого топлива. При этом свобод¬
ное поперечное сечение печи может быть снижено на 65—70%,
что позволяет поднять производительность печи до 8000 т/сут'
при диаметре не более 5,6 м. Однако при этом воздух для го¬
рения необходимо подать от холодильника в теплообменник,
минуя печь, так как в противном случае скорость газов во вра-
щаюшейся печи будет слишком велика.
402
Подобное сокращение размеров вращающейся печи значи¬
тельно уменьшает потери на излучение, однако переход через
оптимум влечет за собой отрицательные последствия. Например,
если требуется спроектировать установку производительностью
1500 т/сут с подачей 65% топлива в теплообменник при диамет¬
ре печи 3,2 м, то необходимо часть третичного воздуха подвести
к теплообменнику по отдельному воздуховоду. Такой вариант
характеризуется невыгодной величиной термической нагрузки
в зоне спекания, выраженной в ккал/м2 внутреннего сечения
печи. Он также не дает экономии капитальных затрат из-за
высокой стоимости отдельного воздуховода третичного воздуха
с огнеупорной футеровкой.
Наряду с ограничением максимальной скорости газов при
пропуске воздуха через вращающуюся печь необходимо сле¬
дить за избытком воздуха в зоне спекания, который не должен
превышать определенных пределов. Это следует из практичес¬
кого опыта, свидетельствующего, что при концентрации кисло¬
рода в верхнем конце печи более 7% быстро разогреть зону
спекания после случайного нарушения работы печи не удается.
Последнее связано со снижением температуры факела при уве¬
личении избытка воздуха.
Чем дольше вторичный воздух имеет нормальную темпера-
туру при непрерывной работе печи, тем легче обеспечить обжиг
клинкера и требуемую температуру факела даже при значи¬
тельном количестве топлива, подаваемом в теплообменник, и
высокой концентрации кислорода в факеле печи.
Однако если по условиям работы печи уменьшается посту¬
пление тепла в холодильник и вследствие этого снижается тем¬
пература вторичного воздуха, температура факела становится
недостаточно высокой, чтобы гарантировать хороший обжиг
клинкера. Поэтому при установке нового кальцинатора и пода¬
че воздуха во вторую зону горения через печь «Гумбольдт-
Ведаг» рекомендует подводить в эту зону не более 30—35%
всего тепла.
В кальцинаторах «Пироклон» может применяться твердое,
жидкое и газообразное топливо.
По диаграмме, приведенной на рис. 21.39, можно выбрать
различные конструктивные решения для установок производи¬
тельностью от 1000 до 8000 т клинкера в сутки с учетом при¬
веденных выше зависимостей. На диаграмме приведен ожида¬
емый расход тепла, зависящий от размеров установки и коли¬
чества топлива.
Из рис. 21.39 видно, что при наличии второй зоны горения
в установках производительностью от 4000 до 5000 т/сут может
быть получен минимальный расход тепла, причем одновременно
достигаются оптимальные значения диаметра печи (4,8—5 м)
и удельной тепловой нагрузки зоны спекания [4,7-10® ккал/
/(м2-ч)] .
26* 403
На рис. 21.40 показана вращающаяся печь с кальцинато¬
ром системы «Пироклон R» фирмы «Индустрианлаген КХД».
Воздуховод третичного воздуха обусловливает выбор клин¬
керных холодильников. Так, планетарный холодильник можно
применять только при пропуске воздуха через печь («Пиро¬
клон S»), а колосниковые, барабанные и шахтные холодильни¬
ки—при обоих способах подачи воздуха.
Рис. 21.39. Конструктивные
возможности кальцинаторов
«Пироклон»
Q — производительность; D — диа¬
метр печи; q — удельный расход
ОЕ
■ скорость газов
Q,rjcp
3.6 4,2 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 5,617, и
3.6 4,2 4,5 4,7 4,7 4,8 4,8 4,9
q ,ккап-10е/(мг-ч)
верхнем конце вращающейся печи;
W £ — удельные затраты тепла;
доля затрат тепла в тепло¬
обменнике (% к общему расходу
тепла); А — без применения, В —с
применением третичного воздуха
(трубопровод от клинкерного холо¬
дильника)
Рис. 21.40. Вращающаяся печь
с теплообменником и кальцина¬
тором «Пироклон» фирмы
«Г умбольдт-Ведаг»
/ — теплообменник; 2 —- кальцина¬
тор «Пироклон»; 3 — горелка каль¬
цинатора; 4 — вентилятор теплооб¬
менника; 5 — воздуховод третично¬
го воздуха; 6 — вращающаяся печь;
7 — горелка вращающейся печн;
— колосниковый клинкерный хо¬
лодильник
404
По данным фирмы «Индустрианлаген КГД», до настоящего
времени (1977 г.) в мире было установлено более дюжины
кальцинаторов «Пироклон» [259 g, h],
21.9.7. Система с кальцинатором KSV фирмы «Кавасаки
Хеви Индастриз», Япония. KSV — заглавные буквы английс¬
кого названия «Kawasaki Spouted bed and Vortex chamber»;
этот процесс предварительного кальцинирования разработан
японской фирмой «Кавасаки Хеви Индастриз», Токио.
Кальцинатор KSV состоит из кальцинирующей печи, уста¬
новленной в нижней части обычного суспензионного теплооб¬
менника. Эта печь представляет собой комбинацию аппарата
кипящего слоя («spouted bed» и вихревой камеры («vortex cham¬
ber»). В данном кальцинаторе и теплообменнике осуществляется
почти полная декарбонизация. По данным изготовителя, каль¬
цинатор KSV повышает производительность печи в 2—2,5 раза
по сравнению с обычными суспензионными теплообменниками.
При этом печь с кальцинатором KSV на 37% короче. На
рис. 21.41 приведена схема такого кальцинатора.
Кипящий слой создается во входной горловине и в нижней
части цилиндрической камеры, куда подается доля сырьевой
муки. В верхней части слоя, где концентрация сырьевой муки
достигает максимума, установлены устройства для сжигания
топлива. Вихревая камера представляет собой продолжение
камеры кипящего слоя. Она имеет два отверстия: одно для
впуска отходящих газов вращающейся печи, а другое — для
выхода газов и сырьевой муки в нижнюю циклонную ступень
теплообменника.
Скорость третичного воздуха в горловине кальцинатора со¬
ставляет 20—30 м/с; в расширенной камере кипящего слоя ско¬
рость воздуха снижается до 5—10 м/с, причем одновременно
/ — подача сырьевой муки; 2 —горелка;
3 — вихревая камера; 4 — газоход к ци¬
клону С1; 5—подача третичного воздуха;
6—кипящий слой; 7 — горловина; 8 — от¬
ходящие газы вращающейся печи; 9 — ши¬
бер для регулирования потока газов
(сплошные стрелки — движение материа¬
ла, штриховые — потоки газов)
Рис. 21.41. Схема кальцинатора
KSV
405
возникает нисходящий воздушный поток у стенок камеры. Это
вызывает турбулизацию воздуха (рис. 21.42) и циркуляцию
сырьевой муки в камере, причем в нижней части кипящего слоя
возникает концентрированная зона перемешивания; здесь и
расположены форсунки, необходимые для кальцинирования
сырьевой муки.
Часть сырьевой муки, «выдуваемая» из кипящего слоя в
вихревую камеру, быстро смешивается с горячими отходящими
газами вращающейся печи (1000—1100°С), подаваемыми тан¬
генциально в нижнюю часть вихревой камеры; здесь протекает
завершающая стадия кальцинирования. Декарбонизированные
частицы выносятся газовым потоком в верхнюю часть вихревой
камеры и затем через выпускное отверстие — в нижнюю ци¬
клонную ступень теплообменника. Для улучшения перемеши¬
вания третичный воздух в нижнюю часть камеры кипящего
слоя можно подавать тангенциально, как показано на рис. 21.43.
Фирма «Кавасаки Хеви Индастриз» установила на цемент¬
ном заводе JSA цементной корпорации UBE (Япония) техноло¬
гическую линию, включающую теплообменник с кальцинатором
KSV; линия имеет следующие характеристики.
!
2
Рис. 21.42. Турбулентные
потоки воздуха и сырьевой
муки в кальцинирующей пе¬
чи кипящего слоя K.SV
Рис. 21.43. Тангенциаль*
ная подача третичного
воздуха в кальцинатор
KSV
1 — от вращающейся печи;
2 — от клинкерного холо¬
дильника
Спецификация
Теплообменник производства «Кавасаки Хеви Ин¬
дастриз»;
производительность
внешние размеры:
кальцинатор KSV
& 500 т/сут
0 = 6800 мм, Н =
= 17 700 мм, 2 шт.
406
0 = 9500 мм, 2 шт.
0 = 6200 мм, 4 шт.
0 = 8300 мм, 2 шт.
0 = 5100 мм, 4 шт.
8400 т/сут
0 = 6,2 м, L = 105 м
4,5%
240 м2
10 000 т/сут
8920 т/сут
мазут типа «Буикер С»
41% в печь, 59% в KSV-
кальцииатор
85—90%
745,0
3,1
5,0
Всего 753,1
Расход тепла, ккал/кг клинкера:
теоретическое тепло клинкерообразования . . 425,4
расход тепла иа испарение влаги из сырьевой
смеси 2,7
потери тепла с клинкером 14,8
потери тепла с воздухом из клинкерного холо¬
дильника 98,9
потери тепла с отходящими газами 154,0
потери тепла с лылевыносом 5,3
потери тепла в окружающую среду от излуче¬
ния и конвекции:
печью 19,0
KSV и воздуховодом третичного воздуха . . 21,7
холодильником и др 11,3
Всего 753,1
На рис. 21.44 приведена технологическая схема теплообмен¬
ника с кальцинатором KSV с указанием температуры и давле¬
ния на важнейших участках.
циклон № 1 (нижняя ступень)
циклон № 2
циклон № 3
циклон Ns 4 (верхняя ступень)
Вращающаяся печь, поставка фирмы «Убе Ко-
сан»:
производительность
размеры
уклон
Клинкерный холодильник типа «Фуллер» с гори¬
зонтальной колосниковой решеткой производства
фирм «Бабкок» — «Хитачи»:
площадь охлаждения
производительность
Эксплуатационные характеристики:
Производительность
Топливо
Распределение топлива
Степень декарбонизации на входе в печь ....
Тепловой баланс
Приход тепла, ккал/кг клинкера:
химическая энергия топлива
физическое теплосодержание топлива . . . .
теплосодержание сырьевой смеси
407
Рис. 21.44. Технологическая схема теп¬
лообменника с кальцинатором KSV
1 — подача сырьевой муки; 2 — циклон С4;
3 — циклон СЗ; 4 — циклон С2; 5 — циклон С1;
6 — всасывающий и нагнетающим вентилятор
теплообменника,- 7—KS-кальцпнатор; 8—го¬
релка кальцинатора; 9 — воздуховод третич¬
ного воздуха; 10 — вращающаяся печь; И —
горелка печи; 12 — клинкерный холодильник;
18 — пылевая камера; 14 — клинкер. Пункты
замера показателей: А—340° С. 880 ммвод. ст.;
Б~ минус 230 мм вод. ст.; В — 840° С, минус
100 мм вод. ст.; Г — 800—900° С, минус 125 мм.
вод. ст.; Д — 840° С; Е—1100° С, минус 70 мм
вод. ст.; Ж — 800—900° С (сплошные стрелки—
движение материала, штриховые — потоки га¬
зов)
22. Охлаждение клинкера
Охлаждение клинкера оказывает влияние на структуру, ми¬
нералогический состав, размалываемость и, следовательно, на
качество полученного из него цемента.
22.1. Скорость охлаждения клинкера
Скорость охлаждения клинкера оказывает влияние на соот¬
ношение кристаллической и стекловидной фаз. При медленном
охлаждении происходит кристаллизация почти всех компонен¬
тов клинкера, а при быстром образование кристаллов замедля¬
ется, часть расплава застывает в форме стекла1. Кроме того,
быстрое охлаждение препятствует росту кристаллов. Доля рас¬
плава в клинкере вращающихся печей составляет 20—25%2.
22.2. Влияние охлаждения клинкера на постоянство
объема цемента
Постоянство объема твердеющего портландцемента зависит
от размера кристаллов периклаза. Гидратация крупных крис¬
1 Точнее — субмикрокристаллической массы, не успевающей рекристал-
лизоваться. (Прим. ред.)
2 Более точные расчеты показывают, что в среднем она больше — 23—
30%. (Прим. ред.)
таллов периклаза, обусловливающая неравномерность увеличе¬
ния объема, протекает медленнее, чем гидратация основных
клинкерных минералов. Максимальная крупность кристаллов
периклаза, не оказывающих отрицательного влияния на цемент,
составляет около 5—8 мкм. При медленном охлаждении клин¬
кера размеры кристаллов периклаза могут достигать 160 мкм.
Установлено, что при содержании в цементе 4% кристаллов
периклаза крупностью до 5 мкм при испытаниях в автоклаве
возникает такое же расширение, как при содержании 1 % кри¬
сталлов периклаза размером 30—60 мкм [260].
Стандарт на цемент США (ASTM [261]) ограничивает рас¬
ширение портландцемента при автоклавных испытаниях вели¬
чиной 0,8%. Медленно охлажденный клинкер, содержащий око¬
ло 2,5% MgO, обычно не выдерживает автоклавных испытаний.
Поэтому при быстром охлаждении допускается повышенное со¬
держание MgO. в клинкере, в то время как при медленном оно
должно ограничиваться. При содержании MgO менее 1 % ско¬
рость охлаждения клинкера не оказывает заметного влияния на
постоянство изменения объема. Предельное содержание MgO
в клинкере по стандартам США — 5%, Великобритании— 4%1-
Размеры кристаллов алита оказывают влияние не только на
размалываемость клинкера (для помола крупных кристаллов
требуется дополнительная энергия), но также на процесс гид¬
ратации и прочность цемента. При резком обжиге и быстром
охлаждении клинкера образуются небольшие кристаллы алита,
что повышает прочность цемента [265]. Например, из двух це¬
ментов одинакового химического состава один из клинкера с
кристаллами алита крупностью до 15 мкм имеет прочность при
сжатии в возрасте 28 сут 391 кгс/см2, а другой — из клинкера
с кристаллами алита размером более 40 мкм — 293 кгс/см2 [262].
22.3. Влияние охлаждения на химическую стойкость цемента
Быстрое охлаждение клинкера повышает сульфатостонкость
цемента при воздействии сульфатов натрия и магния. Это объя¬
сняется тем, что компонент СзА, определяющий стойкость клин¬
кера по отношению к сульфатной агрессии, при быстром охлаж¬
дении в основном переходит в стекловидную форму и стано¬
вится менее чувствительным к воздействию сульфатов2.
На рис. 22.1 показано расширение двух бетонных призм, на¬
ходящихся в 5%-ном растворе сульфата магния; исходный це¬
мент изготовлен из одного и того же сырья с расчетным содер-
1 В СССР — 5% (ГОСТ 10178—76), но ожидается повышение до 6%,
как и в некоторых других странах. (Прим. ред.)
2 В быстроохлажденном клинкере фактическое содержание С3А тем ни¬
же расчетного, чем больше скорость охлаждения. Этим и обусловлен ука¬
занный эффект. (Прим. ред.)
409
Рис. 22.1. Расширение AI раствор¬
ных призм 1X1X5 см состава
1:3 в 5%-ном растворе MgS04
во времени % в зависимости от
скорости охлаждения клинкера
1—нормальный режим охлаждения;
2— быстроохлажденный клинкер
Рнс. 22.2. Энергозатраты на по¬
мол кликера вращающихся печей
Е при медленном (1) и быстром
(2) охлаждении в зависимости от
удельной поверхности S
1 — барабанный холодильник; 2 — ко¬
лосниковый холодильник
жанием С3А 11%, но при разной скорости охлаждения. Приве¬
денные кривые наглядно показывают преимущества быстрого
охлаждения клинкера [263].
22.4. Влияние охлаждения на размалываемость клинкера
На рис. 22.2 сравниваются данные по размалываемости бы¬
стро и медленно охлажденных клинкеров. Клинкер, охлажден¬
ный (медленно) в барабанном холодильнике, требует более вы¬
соких энергозатрат на помол, чем клинкер, охлажденный (быст¬
ро) в колосниковом холодильнике «Фуллер» [264]. Более высокое
содержание стекловидной фазы и небольшие размеры кристал¬
лов клинкерных минералов повышают размалываемость быстро
охлажденного клинкера по сравнению с охлажденным мед¬
ленно.
Эти данные, показывающие необходимость быстрого охлаж¬
дения клинкера, сопровождаемого к тому же более интенсив¬
ным нагревом воздуха, становятся в последнее время решающи¬
ми факторами для развития новых конструкций холодильников.
23. Клинкерные холодильники
При оценке клинкерных холодильников рассматривают сле¬
дующие факторы.
1. Термический коэффициент полезного действия Е, опреде¬
ляемый отношением количества тепла, отобранного у горячего
410
клинкера и используемого для процесса обжига, к общему
теплосодержанию А клинкера, покидающего печь:
А —В
£ = —— 100,
А
где В — потери тепла в клинкерном холодильнике.
Величина В складывается из потерь тепла с аспирацион-
ным, отходящим воздухом, с клинкером, выходящим из холо¬
дильника, и потерь в окружающую холодильник среду с излуче¬
нием и конвекцией. Если, например, Л = 335 ккал/кг, В =
=95 ккал/кг клинкера, то термический к. п. д. клинкерного
холодильника
Е= 355q~95 100 = 73%.
ооэ
Термический к. п. д. холодильников для клинкера всех типов
вращающихся печей находится в пределах 40—80%.
2. Разность температур между горячим клинкером, посту¬
пающим в холодильник, и вторичным воздухом, выходящим из
него в печь. Лучшим при равной тепловой эффективности яв¬
ляется холодильник, подводящий со вторичным воздухом мак¬
симум тепла во вращающуюся печь.
3. Степень охлаждения клинкера, измеряемая его темпера¬
турой на выходе из холодильника. Эта температура в холо¬
дильниках различных типов колеблется от 50 до 300° С.
4. Удельный расход энергии. Этот показатель у барабанных
п рекуператорных (планетарных) холодильников ниже, чем у
клинкерных холодильников других типов.
5. Расход воздуха на охлаждение. Количество охлаждающе¬
го воздуха в барабанных, рекуператорных и шахтных холо¬
дильниках ограничено величиной, необходимой для сжигания
топлива во вращающейся печи. Поэтому клинкер, поступающий
из таких холодильников, имеет более высокую температуру.
6. Пониженная температура клинкера, выходящего из хо¬
лодильника. В колосниковом холодильнике она обусловлена
большим расходом охлаждающего воздуха. Избыточный теп¬
лый воздух применяется для сушки и частично выбрасывается
в атмосферу. Последний необходимо очистить от пыли, что
требует дополнительных затрат.
Наличие большого числа факторов затрудняет оценку клин¬
керных холодильников, так как часто преимущество в одном
отношении приходится оплачивать потерями в других областях.
Существует четыре основных типа клинкерных холодильни¬
ков:
1) барабанные, расположенные под вращающейся печью;
2) рекуператорные (планетарные), барабаны которых рас¬
положены по окружности выходного конца вращающейся печи;
3) колосниковые;
4) шахтные.
411
23.1. Барабанные холодильники
Первые вращающиеся печи цементной промышленности не
имели никаких устройств для охлаждения клинкера. Горячий
клинкер для охлаждения транспортировался на открытую пло¬
щадку. Последние печи этого типа были выведены из эксплуа¬
тации лишь в 1964 г. на одном из цементных заводов в Кали¬
форнии, США.
Барабанный холодильник относится к самому старому типу
клинкерных холодильников (рис. 23.1). Он состоит из враща¬
ющегося цилиндра, следующего за печью. Вращающиеся печи
Рис. 23.1. Продольный разрез барабанного холодильника с вращающейся
печью
длиной 60—90 м оборудованы барабанными холодильниками
диаметром от 2 до 5 м, длиной от 20 до 50 м. Обычно барабан¬
ный холодильник имеет наклон к горизонтали от 4 до 7%; хо¬
лодильник и вращающаяся печь наклонены в разные стороны,
что позволяет разместить холодильник под вращающейся печью;
холодильник опирается на два бандажа и имеет независимый
от вращающейся печи привод с зубчатым венцом и шестерней.
Частота вращения барабанных холодильников достигает 8 об/
/мин. Около 70% длины барабанного холодильника зафутерова-
но огнеупорным кирпичом. Барабанные холодильники имеют
подъемные планки или пересыпные лопасти из огнеупорных ма¬
териалов или термостойких сталей. Благодаря разрежению во
вращающейся печи холодный воздух всасывается через откры¬
тый конец барабанного холодильника; воздух проходит через
холодильник противотоком движению клинкера. На входе в печь
температура воздуха составляет 400—750° С.
Клинкер из вращающейся печи при температуре 1300—
1350° С через разгрузочную шахту попадает в барабанный хо¬
лодильник, выходя из которого имеет температуру 150—300° С.
412
Вращающиеся печи мокрого способа с удельным расходом
тепла 1600 ккал/кг клинкера при коэффициенте избытка воз¬
духа 1,3—1,4 требуют для сжигания топлива около 2,5 м3 воз¬
духа/кг клинкера при нормальных условиях. В печи мокрого
способа можно подавать боль¬
шее количество воздуха из хо¬
лодильника по сравнению с пе¬
чами сухого способа, что повы¬
шает к. п. д. холодильника.
При сухом способе к. п. д. ба¬
рабанных холодильников ра¬
вен 55—75%, а при мокром —
около 78% •
Производительность бара¬
банных холодильников состав¬
ляет 2,5—3,5 т/(м3-сут); на
1 т клинкера в сутки необхо¬
дим объем барабанного холо¬
дильника 0,4—0,25 м3. Клин¬
керные барабанные холодиль¬
ники имеют отношение L/D от
10 : 1 до 12 '. 1.
Наличие пересыпных лопа¬
стей, способствующих подъему
и перемешиванию материала в
барабанном холодильнике,
позволяет повысить степень за¬
полнения холодильника прак¬
тически до наблюдаемой во
вращающейся печи. Для рас¬
чета времени прохождения материала через холодильник при¬
годны формулы, приведенные в разд. 4.15 для сушильного бара¬
бана.
Для достижения максимального теплообмена скорость воз¬
духа у загрузочного конца барабанного холодильника должна
составлять 3,8—4,3 м/с. Такие скорости соответствуют коэф¬
фициенту избытка воздуха 10% (сс = 1,1) при количестве вто¬
ричного воздуха, составляющем 85% общего расхода воздуха
на горение топлива.
Потери тепла в окружающую среду через стенки барабан¬
ного холодильника из-за излучения и конвекции составляют
50—80 ккал/кг клинкера.
После внедрения в цементную промышленность колоснико¬
вых холодильников, а затем «возвращения» планетарных (ре-
куператорных) холодильников барабанные холодильники стали
очень редко применять для охлаждения клинкера. Однако но¬
вые установки успешно эксплуатируются до настоящего вре¬
мени.
Рис. 23.2. Общий вид современной
установки с вращающейся печью и
клинкерным барабанным холодиль¬
ником (фирма «Гумбольдт—Всдаг»)
413
В целях экономии площади в 1972 г. на австрийском цемент¬
ном заводе была установлена печь с теплообменником произво¬
дительностью 200 т/сут и барабанным холодильником размером
4,4X46 м, расположенным под вращающейся печью. На этой
установке температура клинкера после холодильника равня¬
лась 160—180° С [266с]. Изготовитель — фирма «Индустриаи-
лаген, Гумбольдт—Ведаг» Кельн, ФРГ (рис. 23.2).
В те лее годы на цементном заводе в ФРГ для установки
таких же размеров исходя из экономических и технических со¬
ображений был применен барабанный холодильник другой
конструкции [266а, 266Ь].
23.2. Планетарные (рекуператорные1) холодильники
старой конструкции
Планетарный (рекуператорный) холодильник введен в це¬
ментной промышленности в 1910 г. заводом «Грузонверк» фир¬
мы «Крупп» в Магдебурге под названием «Концентра». В 1922 г.
фирма «Смидт» разработала свой планетарный (рекуператор¬
ный) холодильник, известный под названием «Унакс» [267].
Планетарный холодильник состоит из нескольких, обычно
10 или 11, сварных металлических цилиндров (труб), установ¬
ленных в виде венца по окружности горячего конца вращаю¬
щейся печи и формирующих ее внешнюю часть. Планетарные
холодильники не имеют собственного привода и вращаются
вместе с печью. Каждый из них (рекуператор) на участке, со¬
ставляющем до 25% полной длины, футерован огнеупорами;
остальная часть для интенсивного теплообмена оборудована
цепными завесами или подъемными устройствами. Через от¬
верстия в корпусе печи клинкер поступает в планетарные хо¬
лодильники. Охлаждение осуществляется в противотоке. Весь
охлаждающий воздух подается в печь и идет на горение топли¬
ва. Клинкер в планетарном холодильнике обычно движется па¬
раллельно перемещению клинкера во вращающейся печи. Од¬
нако имеются планетарные холодильники, способные переме¬
щать клинкер в противоположном направлении. Вес планетарного
холодильника старого типа с 10 или 11 трубами воспринимается
роликовой опорой, расположенной перед входными патрубками
для клинкера.
Повышение веса корпуса печи, оборудованной планетарны¬
ми холодильниками, и возникающие в корпусе напряжения ог¬
раничивают длину планетарных холодильников; по конструк¬
тивным соображениям из-за консольного расположения не
1 От латинского «recuperatio» — получение вновь. В теплотехнике реку¬
ператорами называют устройства для аккумуляции и использования тепла,
теряемого с продуктами процесса. С этой точки зрения любые холодильники
для клинкера суть рекуператоры. Более удачным является название «плане¬
тарные», принятое в большинстве европейских стран. Оно и сохранено при
переводе, а старое приводится для разъяснения. (Прим. ред.)
414
разрешается превышать определенное соотношение размеров
печи и холодильников. Верхний предел достигается для печи
производительностью 500—700 т/сут с планетарным холодиль¬
ником, имеющим максимальный размер 1,25X7,5 м.
На рис. 23.3 показано продольное сечение планетарного хо¬
лодильника вращающейся печи размером 3,6/3,3/3,6X150 м мок¬
рого способа производства производительностью 550 т/сут. Как
видно на схеме, длина холодильника равна 6 м; однако такой
длины недостаточно для хорошего теплообмена. Отношение L/D
равно 6 : 1, в то время как у барабанных холодильников оно со-
Рис. 23,3. Планетарный (рекуператорный) холодильник старой конструкции
j — торцовое кольцо; 2 — выгрузка; 3 — корпус вращающейся печи; 4 — переходный пат¬
рубок для клинкера и вторичного воздуха; 5—корпус планетарной трубы (рекуперато¬
ра); 6 — бандаж
ставляет 10:1 —15: 1; к. п. д. такого планетарного холодильни¬
ка равен 60—65%.
Рассмотренные планетарные холодильники представляют
собой производные от старой исходной конструкции. Такими
холодильниками оборудовано более 1000 печей; только фирма
«Смидт» изготовила около 660 вращающихся печей с планетар¬
ными холодильниками старого типа.
23.3. Планетарные холодильники новой конструкции
В 1965 г. фирма «Смидт» выпустила так называемый новый
планетарный холодильник «Унакс», представляющий собой усо¬
вершенствованную конструкцию старого планетарного холо¬
дильника. Планетарные холодильники нового типа выпускают
теперь и другие известные фирмы, производящие цементное
оборудование.
Существенными признаками новых планетарных холодиль¬
ников «Унакс» являются удлинение корпуса печи и установка
дополнительной роликовой опоры для поддержки удлиненного
корпуса. Это позволяет применять более крупные планетарные
холодильники без снижения несущей способности корпуса вра¬
щающейся печи. Конечно, для восприятия дополнительного ве¬
са планетарного холодильника обечайка печи на этом участке
должна иметь большую толщину. Отношение L/D в новых пла¬
нетарных холодильниках составляет около 12: 1.
Управление процессом обжига и установка горелки обеспе¬
чиваются с помощью неподвижной трубы, входящей во вра¬
щающийся цилиндр печи. Во вращающейся печи размером
^ 6,3/5,5x178 м неподвижная труба для управления обжигом
имеет длину 35 м и диаметр 4,5 м.
Рис. 23.4. Продольный разрез вращающейся печи с планетарным холодиль¬
ником новой конструкции
На рис. 23.4 показано продольное сечение конца вращаю¬
щейся печи, где установлен планетарный холодильник новой
конструкции. К 1977 г. максимальная производительность вра¬
щающихся печей с планетарными холодильниками новой кон¬
струкции достигла 40 т клинкера в сутки; холодильники для
этих печей имеют длину 27 м и диаметр 2,4 м.
На рис. 23.5 показан проходной туннель к платформе для
установки горелки и управления работой вращающейся печи,
оборудованной планетарным холодильником нового типа. Горя¬
чий конец печи закрыт экраном из стального листа, подвешен¬
ным внутри туннеля на двух катках и направляющих. Этот
«огневой» экран с внутренней стороны футерован огнеупором.
Приспособление с противовесом прижимает его к уплотнению
обреза печи. В огневом экране предусмотрены отверстие для
горелки и смотровые окна, а также входная дверь у перифе¬
рии экрана.
На рис. 23.6 показаны патрубки, которые подают клинкер
в планетарные холодильники, установленные по окружности
416
печи. Фирма «Смидт» в 1977 г. выпускала планетарные холо¬
дильники диаметром до 2,6 м и длиной 29 м.
На рис. 23.7 показана общая схема размещения установки
для обжига клинкера, состоящей из циклонного теплообменни-
Рис, 23.5. Туггггель для подхода к площадке Рис. 23.6. Входные пз-
управлепия горелкой (фирма «Смидт») трубки для клинкера
планетарных холодиль¬
ников новой конструк¬
ции (фирма «Смпдт»)
ка, вращающейся печи с планетарными холодильниками новой
конструкции и проходным туннелем к платформе горелки.
23.3.1. Объем холодильника и производительность пени.
На рис. 23.8 приведен график, показывающий связь между не¬
обходимым суммарным объемом планетарных холодильников и
соответствующей производительностью вращающейся печи. Со¬
гласно графику, для вращающейся печи производительностью
27—394
417
500.1000 2000 3000 Q, т/сут '
Рис. 23.8. Связь общего объе¬
ма планетарных холодильников
V с производительностью пе-
чн Q
Рис. 23.9. Зависимость диамет¬
ра труб планетарных холо¬
дильников d от диаметра вра¬
щающейся печи D
4000 т/сут планетарные холодильники должны иметь общий
объем 1340 м3; отсюда удельный объем холодильника, соответ¬
ствующий производительности 1 т/сут, составляет 0,34 м3.
23.3.2. Диаметры вращающейся печи и планетарных холо¬
дильников. На рис. 23.9 показана взаимосвязь между диамет¬
рами вращающейся печи и соответствующих планетарных холо¬
дильников.
Так как при новой конструкции нет необходимости столь
строго ограничивать вес, как раньше, планетарные холодиль¬
ники нового типа футеруют огнеупорами до половины длины,
что приводит к снижению потерь тепла через стенки холодиль¬
ника на 30—40 ккал/кг клинкера [268].
23.3.3. Подъемные элементы в планетарных холодильниках.
Для улучшения теплообмена внутренняя поверхность планетар¬
ных холодильников оборудована подъемными элементами изог-
неупора и термостойкими стальными сварными и литыми подъ¬
емными планками, способствующими соприкосновению горяче¬
го клинкера с охлаждающим воздухом.
На рис. 23.10 показаны продольное сечение нового холо¬
дильника «Унакс» фирмы «Смидт» и три поперечных сечения;
на рисунке видны различные подъемные устройства [299].
Время пребывания клинкера в холодильных «трубах» состав¬
ляет около 45 мин. Температура клинкера при поступлении в
планетарные холодильники равна 1100—1350°С; при выходе из
холодильника, установленного на вращающихся печах сухого
способа, температура клинкера составляет 120—200° С. Сле-
418
Рис. 23.10. Продольное (вверху) и поперечное (внизу) сечения планетарных
холодильников новой конструкции «Унакс»
дует отметить, что здесь охлаждение клинкера осуществляете®
только воздухом, расход которого численно равен расходу вто¬
ричного воздуха, т. е. 0,8—1,0 м3/кг клинкера, при удельном
расходе тепла 750 ккал/кг клинкера. Колосниковый холодиль¬
ник с таким же расходом воздуха может снизить температуру
клинкера лишь до 250—300° С. Однако необходимо добавить,,
что в планетарном холодильнике около 25% тепла клинкера
выделяется в окружающую среду за счет потерь через стенки,
а у колосникового холодильника таких потерь тепла почти нет.
Это и позволяет с большей эффективностью использовать от¬
ходящий воздух колосникового холодильника.
При мокром способе производства и удельном расходе теп¬
ла около 1400 ккал/кг клинкера количество вторичного возду¬
ха равно 1,3—1,5 м3/кг клинкера. Поэтому температура вто¬
ричного воздуха, поступающего из планетарных холодильников-
в печь, составляет при сухом способе производства 840—850° С,
27*
419»
Таблица 23.1. Характеристики и тепловой баланс
планетарных холодильников
Показатель
Длинная вра¬
щающаяся
печь сухого
способа
Печь с тепло¬
обменником
Производительность печн, т/сут
1100
2200
Удельный расход тепла, ккал/кг
870
750
Число плаиетариых холодильников (рекуперато¬
ров)
11
11
Диаметр X длина, м
1,65X12
1,80X18
Температура клинкера на входе, °С
1200
1250
Температура клинкера на выходе, °С
139
135
Теплосодержание поступающего клинкера, ккал/кг
291
307
Теплосодержание выходящего в печь (вторично¬
го) воздуха, ккал/кг
189
205
Потери тепла с клинкером, ккал/кг
23
22
Потери тепла в окружающую среду, ккал/кг
79
80
■Суммарные потерн тепла, ккал/кг
102
102
Коэффициент полезного действия, °/о
65
67
а при мокром — 600—650° С. В планетарном холодильнике дли¬
тельность охлаждения клинкера от 1350 до 1000°С не превы¬
шает 10 мин, что приблизительно соответствует скорости ох¬
лаждения в колосниковом холодильнике. Многочисленные срав¬
нительные испытания клинкера, охлажденного в планетарных и
колосниковых холодильниках, показали, что качество клинкера,
полученного из холодильников обоих типов, примерно одина¬
ково, причем процесс охлаждения клинкера в печи, начавшийся
■еще до его поступления в холодильник, оказывает большее
влияние как на качество клинкера, так и на работу печи [269а,
269Ь]. Планетарный холодильник не имеет отходящего воздуха,
поэтому при его использовании не требуются пылеулавливаю¬
щие устройства.
23.3.4. Тепловой баланс планетарных (рекуператорных) хо¬
лодильников. В табл. 23.1 приведены характеристики и тепло¬
вой баланс планетарных холодильников [270]. В этой таблице
■особо выделены потери тепла, составляющие 26—27% тепла,
поступающего в холодильники.
На рис. 23.11 показана диаграмма теплового баланса пла¬
нетарного холодильника «Унакс» фирмы «Смидт». Этот тепло¬
вой баланс рассчитан на 1 кг клинкера и температуру на вы¬
ходе 0°С. В расчет включено теплосодержание охлаждающего
воздуха.
В разд. 23.5.2 приведена для сравнения диаграмма тепло¬
вого баланса колосникового холодильника (типа «Фолакс»
фирмы «Смидт»), В обоих случаях принималось, что теплосо¬
держание клинкера в зоне спекания печи составляет 400 ккал/кг.
<420
Было также принято, что в обоих случаях расстояние от зоны
спекания до входа в холодильник (т. е. длина зоны охлаждения
печи) одинаково. Поэтому тепловые балансы холодильников
вполне пригодны для сравнения.
23.3.5. Расход энергии на планетарные (рекуператорные)
холодильники. Планетарные холодильники повышают расход
энергии при работе печи и дымососа. Дополнительные энер¬
гозатраты при работе печи рассчитываются по формуле
К = 0,031,
где К — удельные энергозатраты, кВт-ч/т клинкера; L — длина труб плане¬
тарных холодильников, м.
70 к кап Q)
'<ООккал 0S
252ккал
(£) 30 ккал <$zzzz2
300ккал
Рис. 23.1). Диаграмма теплового баланса планетарного холодильника типа'
«Унакс» фирмы «Смидт» (в расчете на 1 кг клинкера)
А — клинкерный холодильник; В — зона охлаждения печи; С — зона спекания печн; 1 —
теплосодержание клинкера в зоне спекания; 2 — потерн тепла на излучение в зоне-
охлаждения печн; 3 — приход тепла с охлаждающим воздухом; 4 — потери тепла в
окружающую среду в клинкерном холодильнике; 5 — потерн тепла с клинкером; 6 —
рекуперированное тепло
Для небольших печей дополнительные энергозатраты со¬
ставляют около 0,3 кВт-ч/т клинкера, а в печах производитель¬
ностью 4000 т/сут клинкера с планетарными холодильниками
длиной 27 м—'27-0,03=0,8 кВт-ч/т. Гидравлические потери в.
планетарном холодильнике (20—40 мм) повышают удельные
энергозатраты дымососов на 0,3 кВт-ч/т клинкера в печах су¬
хого и на 0,5 кВт-ч/т — мокрого способов производства. Общее
удельное потребление энергии новых планетарных (рекупера¬
торных) холодильников находится в пределах 0,6—1,3 кВт-ч/т
клинкера.
Планетарные холодильники старой конструкции выпускали
все предприятия, поставляющие основное технологическое обо¬
рудование для цементной промышленности; планетарные холо¬
дильники новой конструкции также изготовляет ряд фирм.
Здесь необходимо упомянуть, что при внедрении крупных
гпланетарных холодильников нового типа иногда возникают
следующие трудности [270а]:
1) статическая и механическая перегрузка корпуса печи,
которая может привести к трещинам между отверстиями для
выпуска клинкера в холодильники [270];
2) несовершенная форма переходных патрубков от печи к
трубам холодильников (рекуператорам), что приводит к воз¬
врату части клинкера в печь и попаданию его на сопло горел-
жи;
3) малый срок службы огнеупорной футеровки;
4) повышенный износ труб холодильников (рекуператоров)
.вследствие термических деформаций их корпусов за пределом
■текучести и короткого срока службы в них огнеупорной и ме¬
таллической футеровки и подъемных устройств; в качестве вре¬
менного (паллиативного) средства применяется водяное и воз¬
душное охлаждение холодильников;
5) проблема крепления длинных труб холодильников на
корпусе печи с учетом их температурного расширения, решае¬
мая специальными конструктивными мерами;
6) значительный шум при работе, что требует устройства
.дорогостоящей звукоизоляции, такой, как звукоизолирующие
:экраны, по обеим сторонам труб холодильников.
Капитальные затраты на вращающуюся печь с планетарны¬
ми холодильниками новой конструкции и вращающуюся печь
*с колосниковым холодильником почти одинаковы. Для точного
-сравнения этих затрат важно знать, какие требования предъяв¬
ляются к интенсивности обеспыливания аспирационного возду¬
ха колосникового холодильника и каковы ограничения, накла¬
дываемые на локальные источники звука, а также стоимость
мероприятий по борьбе с шумом. Все это в свою очередь зави¬
сит от местных правил и условий.
23.3.6. Водяное охлаждение планетарных холодильников.
При пиковых нагрузках или возникновении неравномерностей
•в эксплуатации печи клинкер на выходе из планетарного холо¬
дильника может иметь высокую температуру. С учетом этого
• фирма «Смидт» разработала систему внутреннего водяного
охлаждения клинкера непосредственно перед обрезами плане¬
тарных холодильников (рис. 23.12).
Количество охлаждающей воды выражается в процентах
от массы клинкера. Для снижения температуры на 25° С тре¬
буется 1% воды, причем испарительная способность воды ис¬
пользуется почти полностью. При необходимости в планетарные
холодильники непрерывно подается до 4% охлаждающей воды.
По данным изготовителя, при водяном охлаждении не воз¬
никает замазывания. Применение этого метода не оказывает
заметного влияния на расход тепла [8?с].
23.3.7. Планетарный холодильник фирмы <гГумбольдт-Ведаг»
*422
Двухпоточный холодильник фирмы «Гумбольдт», применявший¬
ся в прошлом для охлаждения клинкера вращающихся печей
мокрого слособа производства, был заменен планетарным хо¬
лодильником «Гумбольдт-Ведаг», выпускаемым фирмой «Ин-
дустрианлаген» для печей производительностью до 5000 т/сут.
Планетарные холодильники (рекуператоры) включают пе¬
реходную часть, разделенное пополам входное колено, корпус
планетарной трубы с внутренними устройствами, неподвижную
и подвижную опоры и разгрузочное устройство.
Рис. 23.12. Водяное охлаждение в планетарном холодильнике фирмы «Смидт»
/ — подача воды; 2 — канал для воды; 3 — входная воронка; 4 — коническая насадка для
распыления воды
Футерованные огнеупором переходные секции изготовлены
из высокотермостойкого стального литья, во всех температур¬
ных интервалах не подверженного охрупчиванию. Оно защи¬
щает патрубки у разгрузочных отверстий печи от износа.
Сменное загрузочное колено крепится на планетарной тру¬
бе с помощью зажимного фланцевого соединения, предохраняю¬
щего от скручивания. Оно устанавливается так, чтобы предот¬
вратить возможность возвращения клинкера в печь. Входное
колено также имеет термостойкую износоустойчивую футеровку.
Между вращающейся печью и загрузочным коленом устанав¬
ливается уплотняющая прокладка, воспринимающая осевые
температурные деформации и усадку загрузочного колена.
Планетарные трубы (рекуператоры) имеют двойное опира-
ние. Неподвижная опора, расположенная у загрузочного коле¬
на, воспринимает осевые нагрузки и одновременно препятству¬
ет скручиванию планетарной трубы. Подвижная опора способна
воспринять продольные деформации, возникающие под влия¬
нием колебаний температуры. Необходимый зазор между опо¬
рой и планетарной трубой может быть отрегулирован. В соот¬
ветствии со снижением температуры клинкера в направлении
от загрузочного колена до выпускного отверстия планетарная
423
труба разделена на зоны с различной футеровкой и внутренни¬
ми устройствами.
В выпускном отверстии планетарной трубы установлено
специальное устройство, обеспечивающее фракционирование
клинкера по размерам; частицы крупностью до 25 мм проходят
через колосниковую решетку с изменяемыми щелями и попа¬
дают непосредственно на клинкерный транспортер. Крупнозер¬
нистый клинкер через боковое отверстие с приваренным жело¬
бом попадает в дробилку.
23.4. Колосниковые холодильники фирмы «Фуллер»
Клинкерный колосниковый холодильник с интенсивным воз¬
душным охлаждением, известный под названием холодильника
Фуллера, разработан фирмой «Фуллер» (Катасокуа, США)
для работы совместно с вращающейся печью. Первый холо¬
дильник Фуллера был пущен в эксплуатацию в августе 1937 г.
на цементном заводе «Вэлли Фордж» (Пенсильвания, США)
для устранения неравномерности расширения объема цемента,
вызванной гидратацией оксида магния.
23.4.1. Колосниковый холодильник фирмы «Фуллер». При
разработке холодильника основной целью фирмы «Фуллер»
было повышение качества цемента в результате быстрого ох¬
лаждения клинкера. Одновременно было установлено, что в
этом холодильнике достигается весьма эффективный теплообмен
между охлаждающим воздухом и горячим клинкером.
Закрытая конструкция холодильника Фуллера обеспечива¬
ет чистоту помещения цеха. Объем холодильника Фуллера на
20% меньше, чем барабанного. Он осуществляет постоянный
контроль за температурой вторичного воздуха и клинкера; по¬
тери тепла во внешнюю среду излучением и конвекцией в этом
холодильнике незначительны. Холодильник Фуллера позволяет
достигнуть быстрого начального охлаждения клинкера,
что имеет большое значение для формирования трехкальциево-
го силиката. Этот холодильник допускает высокую температуру
поступающего клинкера— 1360—1400° С, что повышает терми¬
ческий к. п. д. до 72—75%. Благодаря применению избытка ох¬
лаждающего воздуха1 температура клинкера снижается до
65° С и ниже, что позволяет немедленно приступить к помолу,
В отличие от барабанных и планетарных холодильников,
где охлаждение клинкера производится почти исключительно
в поперечном потоке воздуха, в холодильнике Фуллера этот
процесс протекает и в поперечном, и в продольном направлениях.
Современные хлодильники Фуллера имеют производитель¬
ность до 10000 т/сут.
Вначале клинкерные холодильники Фуллера выпускали с
1 По сравнению с количеством, необходимым для горения топлива.
(Прим. ред.)
424
колосниковой решеткой, наклоненной на 15° — по аналогии с
решеткой типа «Сейбот» для котельных топок. Для уменьше¬
ния строительного объема наклон колосников сначала был сни¬
жен до 10°, а затем до 5° и менее, что в конце концов привело
к появлению горизонтальных колосниковых решеток.
Колосниковая решетка переталкивающего типа состоит из
чередующихся групп неподвижных колосников. Привод ко¬
лосников осуществляется двигателями с регулируемой скоро¬
стью. Размер колосниковых плит 300X410 мм. Частота ходов
колосников находится в пределах 4—17 в 1 мин. Длина хода
подвижных колосников составляет 120 мм. Мелкие зерна
клинкера, провалившиеся через колосниковую решетку, попа¬
дают в воздушные камеры, откуда выгружаются через возду¬
хонепроницаемые двойные маятниковые клапаны, приводимые
от двигателя; затем в большинстве конструкций просыпь уда¬
ляется из корпуса холодильника с помощью скребкового цепно¬
го транспортера. В холодном конце колосниковой решетки
клинкер попадает на наклонную стержневую решетку, через
которую основная часть клинкера поступает на транспортер.
У конца наклонной стержневой решетки установлена молотко¬
вая дробилка, измельчающая крупные куски клинкера.
Прогрессирующий рост размеров вращающихся печей соз¬
дает новые проблемы для горизонтальных холодильников Фул¬
лера. Случилось так, что мощные вращающиеся печи произво¬
дительностью около 1000 т/сут и более имели тенденцию про¬
изводить клинкер более мелкого зернового состава. Горячий
слой мелкого клинкера ожижался вследствие быстрого
расширения подаваемого снизу холодного воздуха, в результа¬
те чего горизонтальные колосники, двигаясь, не транспортиру¬
ют клинкер через горячую зону холодильника. Это вызывает
опасный рост высоты слоя клинкера.
23.4.2. Комбинированный холодильник фирмы «Фуллер».
Для преодоления описанных выше недостатков был разрабо¬
тан комбинированный холодильник фирмы «Фуллер», впервые
пущенный в эксплуатацию в 1965 г. на цементном заводе «Ат-
лантик цемент компани», Равена, штат Нью-Йорк.
Комбинированный холодильник «Фуллер» со стороны за¬
грузки клинкером имеет колосниковую секцию с наклоном 5°.
Одновременно высота переталкивающих ребер подвижных ко¬
лосников увеличена с 5 до 8,3 см. Это помогает преодолеть эф¬
фект ожижения f271]. Остальная часть холодильника занята
горизонтальной переталкивающей решеткой. Обе секции
колосников имеют независимые приводы с регулируемой скоро¬
стью. Убедившись в ценности этого подхода, фирма выпусти¬
ла комбинированные холодильники с тремя секциями подвиж¬
ных колосников. Первые две секции устанавливались с накло¬
ном 3°, а третья — горизонтально. Такой комбинированный
холодильник снабжен особым устройством, которое позволяет
425
отвести горячий воздух, нагретый до 350—400° С, из централь¬
ной части холодильника и использовать его для сушки сырье¬
вой смеси и угля.
Разъяснение понятия «воздух, отходящий из центра холо¬
дильника» дано на рис. 23.13. Здесь схематически представле¬
ны различные виды воздуха в холодильнике. Двукратный про¬
сос воздуха, или двойной термический цикл, описан в
разд. 23.4.3.
Комбинированный колосниковый холодильник «Фуллер»
последней конструкции состоит из наклонной решетки, корот-
ЬЬЬф ь ъ
* * *
Рис. 23.13. Различные «виды» возду¬
ха в колосниковом клинкерном хо¬
лодильнике
А — охлаждающий воздух (холодный на¬
ружный воздух); В — циркуляционный
воздух (при двойном прососе); С — вто¬
ричный воздух (нагретый воздух, идущий
в печь); D — отходящий воздух (аспирацн-
онный); Е — отходящий воздух из центра
холодильника (для сушки сырья)
кой горизонтальной решетки, клинкерной дробилки и длинной
горизонтальной решетки. Преимущество такой конструкции
заключается в том, что после дробления крупные куски клин¬
кера вновь подвергаются интенсивному охлаждению.
Вместе с внедрением печей с суспензионными теплообмен¬
никами, потребляющих небольшие количества тепла на обжиг
клинкера, существенно повысились требования к уровню теп¬
лового к. п. д. колосниковых холодильников. Для указанных
печей требуется подвести больше тепла с меньшим количест¬
вом вторичного воздуха. Поэтому для достижения высокой тем¬
пературы вторичного воздуха толщину слоя клинкера прихо¬
дится повышать до 450 мм.
Это достигается уменьшением ширины наклонной колосни¬
ковой решетки и снижением скорости ее перемещений. Ширину
колосника со стороны загрузки клинкера принимают равной
примерно половине внутреннего диаметра печи. Горизонталь¬
ную решетку выполняют на 60—90 см шире наклонной, ско¬
рость подвижных колосников в ней выше, а слой клинкера на
ней тоньше для снижения необходимого уровня давления ох¬
лаждающего воздуха.
На рис. 23.14 показаны продольное сечение и план комбини¬
рованного холодильника «Фуллер» с шестью воздушными ка¬
мерами. Объем холодильника под колосниковыми решетками
разделен на ряд воздушных камер, каждая из которых обору¬
дована вентилятором, нагнетающим охлаждающий воздух.
426
В холодильнике Фуллера производительностью 2000 т/сут
имеется 7 воздушных камер. Перегородки между ними от осно¬
вания доходят до колосников и упираются в неподвижные ко¬
лосниковые плиты. Воздушные камеры направляют нагнетае¬
мый в них воздух вертикально через слой клинкера. Поэтому
слой клинкера по длине холодильника делится на 7 участков
с различными средними температурами. При снижении темпе¬
ратуры слоя клинкера уменьшаются расширение и скорость
охлаждающего воздуха. Пропорционально этому падает и дав¬
ление воздуха, необходимое для пронизывания слоя клинкера.
В воздушной камере, ближайшей к загрузочному отверстию,
для подачи охлаждающего воздуха устанавливают вентилятор
со статическим напором 500 мм, а в каждой следующей воз¬
душной камере — вентиляторы с более низким статическим на¬
пором. Самый холодный участок может быть оборудован вен¬
тилятором со статическим напором 175 мм.
На рис. 23.15 представлена диаграмма изменения напора в
воздушных камерах при различной температуре клинкера для
типового комбинированного холодильника «Фуллер» произво¬
дительностью около 1700 т/сут клинкера при диапазоне темпе¬
ратур материала от 1360 до 65° С [272].
427
Для расчета температуры вторичного воздуха в °С можно
пользоваться эмпирической формулой
3250 (347 — К)
t »
хп
где х — удельный расход тепла в печи, ккал/кг клинкера; п — избыток возду¬
ха; К — потери тепла в холодильнике, ккал/кг клинкера; 3250 и 347 —кон¬
станты.
Рис. 23.15. Давление р в воздушных камерах я температура материала i в
шестикамерном колосниковом холодильнике «Фуллер» вдоль длины / решет¬
ки (измеряемой по числу рядов колосников)
1 — температура материала; 2 —давление воздуха; 3—наклонная колосниковая решет*
ка (толщина слоя клинкера 450 мм); 4 — горизонтальные секции колосниковых решеток
(толщина слоя клинкера 250 мм); гг—номера камер (I—VI); Q — средний расход воз¬
духа
Если удельный расход тепла составляет 830 ккал/кг клин¬
кера, коэффициент избытка воздуха 1,1 и потери тепла в холо¬
дильнике 92 ккал/кг клинкера, то температура вторичного
воздуха
3250 (347 — 92)
t = - - = 907° С.
830-1,1
Поперечное сечение загрузочного отверстия холодильника
назначается таким, чтобы скорость вторичного воздуха, выхо¬
дящего из холодильника, составляла около 4 м/с. Производи¬
тельность вентиляторов холодильника должна обеспечить при
нормальных условиях 3—3,15 м3 воздуха на 1 кг клинкера.
Удельная производительность холодильника равна 38—43 т
клинкера на 1 м2 колосников в сутки. Мощность, потребляемая
428
колосниковым холодильником производительностью 2000 т/сут
и обеспечивающая работу вентиляторов охлаждающего возду¬
ха, перемещение колосников и работу вентиляторов отходяще¬
го воздуха, равна 785 кВт, в том числе 525 кВт приходится на
вентиляторы охлаждающего воздуха и перемещение колосни¬
ков, а 260 кВт — на вытяжные вентиляторы.
Поскольку количество охлаждающего воздуха и скорость
перемещения колосников можно регулировать независимо от
режима эксплуатации вращающейся печи, колосниковый холо¬
дильник может временно работать при отклонениях от номи¬
нальной производительности до 50%. Они могут рассматри¬
ваться как обычные перегрузки.
23.4.3. Двойной цикл. При двойном прососе воздуха в ко¬
лосниковом холодильнике часть избытка нагретого воздуха
возвращается в качестве рециркуляционного воздуха в первую
и вторую воздушные камеры. Это уменьшает количество отхо¬
дящего от холодильника воздуха и снижает потери тепла до
25 ккал/кг клинкера, что повышает к. п. д. холодильника. При
двойном прососе воздуха на 1 кг клинкера приходится 1,3 —
1,8 м3 свежего воздуха. Однако это приводит к повышению
термической нагрузки на колосниковые плиты. В США двой¬
ной просос воздуха больше не применяется. Холодильники
с двойным прососом воздуха переоборудованы в обычные. Это
относится и к промышленности ФРГ.
В тех случаях, где это возможно, отходящий от холодиль¬
ника воздух обеспыливается в мультициклонах. Однако чаще
всего этот воздух обеспыливается в тканевых, зернистых или
электрических фильтрах. Содержание в нем пыли перед фильт¬
ром составляет при нормальных условиях 10—15 г/м3, а после
фильтра — не более 0,115 г/м3.
23.4.4. Обозначения размеров холодильников «Фуллер». Ес¬
ли холодильник «Фуллер» имеет маркировку 831/1050, то это
означает, что ширина наклонной колосниковой решетки 8 фу¬
тов, а длина 31 фут; ширина горизонтальной решетки 10 фу¬
тов, а длина 50 футов. При производительности 4000 т/сут хо¬
лодильник «Фуллер» может иметь маркировку 1031 S/1328H/
/1327 Н. Это означает, что кроме наклонной решетки (S—на¬
клонная) имеются еще две горизонтальные (Н — горизонталь¬
ная). Длина такого холодильника 86 футов, или 26 м.
23.4.5. Тепловой баланс холодильника «Фуллер». В табл.
23.2 приведен тепловой баланс колосникового холодильника
«Фуллер» размером 825/1050; вращающаяся печь с циклонным
теплообменником имеет производительность 1934 т/сут [270].
23.4.6. Коэффициент полезного действия холодильника. Не¬
высокий к. п. д. холодильника, приведенный в табл. 23.2, обу¬
словлен относительно малым объемом как вторичного воздуха,
так и воздуха, отходящего из центра холодильника, и избыточ¬
ного (аспирационного) воздуха. Если воздух, отходящий из
429
Таблица 23.2. Характеристики и тепловой баланс
колосникового холодильника «Фуллер» размером 825/1050
Показатели
Значение
Показатели
Значение
Температура, °С:
клинкера на входе
клинкера на выходе
охлаждающего воздуха
вторичного воздуха
аспирационного воздуха
воздуха, отходящего из
центра
Коэффициент избытка воз¬
духа
Количество воздуха при
нормальных условиях, не¬
обходимое для обжига
клинкера, м3/кг:
первичный воздух
охлаждающий воздух
вторичный воздух
аспирационный воздух
холодильника
воздух, отходящий из
центра холодильника
1460
83
22
920
158
374
1,056
0,034
2,312
0,842
0,889
0,581
Расход тепла на обжиг
клинкера в печи, ккал/кг
Тепловой баланс холодиль¬
ника при 20° С:
приход тепла, ккал/кг:
клинкер
охлаждающий воздух
Всего
расход тепла, ккал/кг:
вторичный воздух
аспирационный воздух
воздух, отходящий
центра
клинкер
в окружающую среду
Общие потери тепла
К. п. д. холодильника, %
К. п. д. холодильника при
использовании воздуха, от¬
ходящего из центра, %
750
383
1
384
257
40
71
12
4
127,
67,1
85,6
центра холодильника, применяется в технологическом процес¬
се для сушки сырья, то эта позиция баланса может рассматри¬
ваться как приходная; в этом случае к. п. д. холодильника до¬
стигает 85,6%. Здесь необходимо иметь в виду, что при низком
удельном расходе тепла на обжиг клинкера (750 ккал/кг клин¬
кера, см. табл. 23.2) снижается расход воздуха на горение
топлива в печи, поэтому при постоянном коэффициенте избыт¬
ка воздуха печь потребляет меньше вторичного воздуха.
В этом случае получается заметно меньший к. п. д. холодиль¬
ника. Если печь расходует 850 или 950 ккал/кг клинкера, то в
нее удается подать более горячий вторичный воздух, что повы¬
шает к. п. д. холодильника.
23.5. Колосниковые холодильники других типов
Почти все фирмы, выпускающие технологическое оборудо¬
вание для цементных заводов, разработали различные конст¬
рукции клинкерных колосниковых холодильников или анало¬
гичных устройств. К ним относятся: колосниковый холодиль¬
ник «Фолакс» фирмы «Смидт» (Дания); рекуператорный
холодильник «Рекуполь» с непрерывной решетчатой лентой
фирмы «Полизиус»; колосниковые холодильники фирм «Крупп»
и «Гумбольд-Ведаг» (ФРГ) и вибрационный холодильник фир¬
мы «Аллис-Чалмерс» (США).
В социалистических странах колосниковые холодильники
выпускаются рядом предприятий: в СССР — заводом УЗТМ1,
в ГДР — народным предприятием ZAB, Дессау, комбинатом1
тяжелого машиностроения «Эрнст Тельман» (SKET), Магде¬
бург. В ЧССР машиностроительный завод «Пржеров» произ¬
водит колосниковые холодильники. В ПНР' завод цементного1
@<э О® о®
Рис. 23.16. Комбинированный холодильник типа «Комби» фирмы «Петерс»
машиностроения Р2ВМ-«Макрум» в Быдгоще изготовляет ко¬
лосниковые холодильники модели «Волга» по советской ли¬
цензии.
Фирма «Кладиус Петерс» (Гамбург, ФРГ) до 1973 г. вы¬
пускала колосниковые холодильники по лицензии фирмы «Фул¬
лер». Холодильник фирмы «Петерс», названный также «Ком¬
би» — комбинированным, имеет постоянный наклон к горизон¬
тали, равный 3° (рис. 23.16).
Фирма «Гумбольдт-Ведаг» выпустила холодильник с на¬
клонными колосниками (с уклоном 5%) переталкивающего1
типа с одной или несколькими подвижными решетками, распо¬
ложенными последовательно или ступенчато, с промежуточ¬
ным дроблением.
Холодильник с наклонными колосниками, показанный на1
рис. 23.17, охлаждает клинкер от 1350° С до температуры, на
65° С превышающей температуру окружающей среды. В целях
рекуперации тепла нагретый при этом воздух подается в печь,
где используется в качестве вторичного воздуха для горения
топлива. При необходимости часть вторичного воздуха (как
в методе «Пироклон») может в качестве «третичного» по тру¬
бопроводу подаваться прямо к теплообменнику. Избыток на¬
гретого воздуха можно использовать для сушки сырья.
1 А также заводом «Волгоцеммаш». (Прим. ред.)
431
Для повышения температуры горячего воздуха фирма счи¬
тает возможным применение системы циркуляции, которая осо¬
бенно целесообразна в ступенчатых холодильниках1. Остаточ¬
ный воздух отводится в атмосферу через обеспыливающее
устройство.
Рекуперация тепла происходит в основном в первой части
колосников — так называемой зоне рекуперации. Она осуще¬
ствляется при наличии высокого, равномерно распределенного,
Рис. 23.17. Клинкерный холодильник фирмы «Гумбольдт-Ведаг» с наклон¬
ной колосниковой решеткой
медленно перемещающегося и перемешиваемого слоя клинке¬
ра и одновременной подаче рационального объема охлаждаю¬
щего воздуха. Низкая конечная температура клинкера дости¬
гается при подобранном расходе воздуха и уменьшенной
толщине слоя клинкера во второй части колосников (зоне ох¬
лаждения). С этой целью измерительными и регулирующими
устройствами контролируют толщину слоя клинкера, скорость
перемещения колосников, поступление воздуха в отдельные ка¬
меры и, в экспериментальных случаях, частоту вращения печи.
Клинкер, выходящий из вращающейся печи, падает непо¬
средственно на колосниковую систему, расположенную в ниж¬
ней части корпуса холодильника. Дальше он транспортирует¬
ся, как описано в разд. 23.4.1. Поскольку направление движе¬
ния переталкивающей подвижной рамы несколько отклоняется
от направления транспортирования клинкера, возникает пере¬
мешивание (относительное перемещение) клинкера. Благодаря
этому улучшается интенсивный теплообмен клинкера с воз¬
духом.
В зависимости от допускаемых термических и механичес¬
ких нагрузок колосниковые плиты различают по качеству ма¬
териала. В рекуператорной зоне колосниковые плиты изготов¬
ляют из специального хромоникелевого стального литья, в зо¬
не охлаждения — из обычного хромоникелевого литья, а после
зоны охлаждения, т. е. в зоне дополнительного охлаждения,—
из стального литья с хромом.
1 Все это относится к более высокому уровню удельного расхода тепла,
чем описанный в разд. 23.4.3 (Прим. ред.)
432
Фирма «Гумбольдт-Ведаг» при наличии специальных тре¬
бований поставляет различные запатентованные конструкции
колосниковых плит.
Привод подвижной рамы колосников осуществляется элек¬
тродвигателем со ступенчатой регулировкой скоростей через
предохранительную муфту и полый вал редуктора. Этот редук¬
тор выполнен в виде кулисной системы, причем двигатель при¬
вода установлен непосредственно на корпусе редуктора. По¬
лый вал системы связан с осью привода. На нем находятся оба
эксцентрика, осуществляющие соединение через кулису с под¬
вижной рамой1. Частота перемещений имеет ступенчатую ре¬
гулировку.
Для компенсации неравномерностей, возникающих из-за не-
горизонтальности направления движения подвижной рамы,
между подвижной рамой и нижней частью корпуса установле¬
ны амортизаторы.
Центральная смазочная станция через распределительную
систему снабжает дозированным количеством смазки все под¬
шипники колосникового холодильника, скребковый транспор¬
тер и дробилку.
В верхней части корпуса предусмотрены большие отверстия
для отвода воздушных потоков; увеличением их сечения дос¬
тигается незначительное удельное содержание пыли в воздухе.
Для доступа к колосникам в верхней части корпуса имеется
несколько дверок. Футеровка верхней части корпуса охватыва¬
ет боковые стены, выложенные в зоне нахождения материала
износоустойчивым шамотным кирпичом, и простую сводчатую
крышу. Кроме того, в своде устанавливают тензометры для из¬
мерения механических напряжений в процессе работы. Огне¬
упорная футеровка защищена отражательными листами с тя¬
желой цепной завесой, предохраняющими от попадания боль¬
ших кусков клинкера, вылетающих из молотковой дробилки.
Для снижения потерь с излучением предусмотрена изоляция.
Для удаления мелкой фракции клинкера, провалившейся
через систему колосников, в нижней части корпуса установле¬
ны два скребковых транспортера, что, с одной стороны, снижа¬
ет строительную высоту, а с другой — упрощает конструкцию
контрольных приборов холодильника.
Вентиляторы охлаждающего воздуха снабжены динамичес¬
ки сбалансированными роторами, подвижными лопастями для
регулирования расхода воздуха и измерительным соплом.
Под колосниковой системой установлен щелевой лоток для
просеивания мелкозернистого клинкера, так что в молотковую
дробилку поступают только крупные куски. Ширина загрузоч¬
ной щели дробилки равна ширине колосниковой решетки. Это
гарантирует равномерную подачу материала.
1 Принцип привода показан на рис. 23.20, поз. 15. (Прим. ред.)
28—394
433
23.5.1. Колосниковый холодильник «Реку ноль» фирмы «По¬
лизиус». Фирма «Полизиус» на основе использования детален
колосниковой решетки «Леполь» разработала клинкерный ко¬
лосниковый холодильник, названный «Рекуполь». Этот холо¬
дильник показан на рис. 23.18 и 23.19.
с'
Рис. 23.18. Продольный
(о) и поперечный (б)
разрезы колосникового
рекуператорного холо¬
дильника «Рекуполь»
1 — натяжной вал колосни¬
ковой решетки; 2 — опорный
брус; 3 — стальная плита,
охлаждаемая водой; 4 — не¬
сущие валы верхней части
движущейся ленты; 5—бо¬
ковые плиты; 6 — цепная за¬
веса; 7—ведущая шестерня;
8 — вал привода; .Р —скре¬
бок для съема материала;
10 — молотковая дробилка;
// — болт решетки; 12— ось
валка нижней части движу¬
щейся ленты; 13 — пульса¬
тор; 14 — воздуходувное
сопло; 15 — ннжннй направ¬
ляющий валик; 16 — под¬
шипник скольження; 17 —
уплотнительные элементы;
18 — звено цепи; 19 — кстос-
никовая плита; 20 — маятни¬
ковый клапаи
Клинкер падает на скат, покрытый водоохлаждаемой сталь¬
ной плитой. Охлаждаемая плита должна предотвратить осаж¬
дение частиц горячего клинкера, т. е. образование настылей.
Для равномерного распределения клинкера наклон плиты под¬
бирают в двух направлениях—вдоль и поперек продольной
оси холодильника. В процессе охлаждения клинкер лежит на
15 Я
S'
434
движущихся колосниковых плитах. Сбросив клинкер в разгру¬
зочном конце, колосниковые плиты охлаждаются на обратном
пути и только на короткое время подвергаются воздействию
горячего клинкера в области его загрузки в холодильник.
Молотковая дробилка с загрузочной щелью во всю ширину
колосников дробит крупные куски клинкера и возвращает
дробленый материал назад на колосники для повторного ох¬
лаждения. Цепная завеса защищает огнеупорную футеровку.
Привод холодильника имеет переменную частоту вращения.
Рис. 23.19. Распреде¬
ление воздуха (м3/кг)
клинкера при нор¬
мальных условиях в
холодильнике «Реку¬
поль» производитель¬
ностью 3300 т/сут
1 — обычный охлаждаю¬
щий воздух (1,9 м3/кг);
2—пульсирующий охлаж¬
дающий воздух (0,75
м3/кг); 3 — циркуляцион¬
ный воздух (1,5 м3/кг,
температура 170° С); 4 —
отходящий воздух (1,0
м3/кг. температура
290° С — на сушку сырья)
Охлаждение клинкера происходит в двух зонах. В зоне
предварительного охлаждения воздушные дюзы с пульсатора¬
ми приводят клинкер в псевдоожижениое состояние с сильным
охлаждающим эффектом. При этом клинкер распределяется
по ширине колосников равномерным слоем.
В зоне дополнительного охлаждения благодаря более низ¬
кому аэрирующему давлению клинкерный слой «успокаивает¬
ся», причем крупная фракция располагается под мелкой. Та¬
кая классификация гранул по крупности наиболее благоприят¬
на для последующего охлаждения в этой зоне.
На рис. 23.19 представлена технологическая схема печи
«Леполь» производительностью 330 т/сут с холодильником
«Рекуполь». Воздух, поступающий из зоны дополнительного
охлаждения холодильника в количестве 1,5 м3/кг клинкера
с температурой 170° С, обеспыливается в циклонах и вдувается
через пульсаторные воздуходувки в камеры 1 и 2. Остальные
10 камер обеспечиваются свежим воздухом через вентилято¬
ры, расположенные на каждой стороне камер. Около 1 м3 воз¬
духа на 1 кг клинкера подается в виде отходящего воздуха
с температурой 290° С в камеру предварительной сушки колос¬
никовой решетки «Леполь».
Аэрируемая поверхность холодильника «Рекуполь» произ¬
водительностью 3300 т/сут характеризуется удельной произво¬
дительностью 35,8 т/(м2-сут). Толщина слоя клинкера на ко¬
лосниках около 200 мм. Давление охлаждающего воздуха в
28*
435
зоне предварительного охлаждения равно 350 мм вод. ст. В зо¬
не дополнительного охлаждения давление воздуха снижается
до 150 мм вод. ст.
Фирма «Полизиус» приводит следующие данные об энерго¬
затратах на охлаждение клинкера в холодильнике «Рекуполь»,
кВт-ч/т клинкера [272а]:
привод вентиляторов охлаждающего воздуха около 4,0
обеспыливание охлаждающего воздуха 2,0
привод холодильника 0,5
общий расход 6,5
Рис. 23.20. Клинкерный колосниковый холодильник «Фолакс» фирмы «Смидт»
(вверху — продольный, внизу слева — поперечный разрез)
/ — «закаливающий» колосник; 2— наклонная колосниковая решетка; 3—верхняя гори¬
зонтальная колосниковая решетка; 4—нижняя горизонтальная колосниковая решетка;
5 — ступень высотой 600 мм; 6 — выпуск горячего воздуха; 7 — отсос избыточного возду¬
ха; 8 — впрыскивание воды; 9 — воронка для просыпи; 10 — выпускной клапан; -цеп¬
ной скребковый транспортер; 12 — клинкерная дробилка; 13 — цепная завеса; 14 — не¬
подвижные и подвижные колосниковые плнты (высота ребра — 85 мм); 15 — механиче¬
ская (или гидравлическая) приводная станция
23.5.2. Колосниковый холодильник «Фолакс» фирмы
«Смидт». Первый холодильник типа «Фолакс» был выпушен '
в 1947 г. и с тех пор постоянно совершенствовался. В настоя¬
щее время выпущены холодильники «Фолакс» производитель¬
ностью до 10 000 т/сут.
Холодильник оборудован раздельными охлаждающими ко¬
436
лосниковыми решетками и вентиляторами. Перед горизонталь¬
ными колосниковыми решетками находится короткая наклон¬
ная решетка с наклоном 3°. Такое расположение колосников
и увеличение высоты переднего края колосников до 85 мм по¬
зволяют преодолевать эффект псевдоожижения клинкера. Вто¬
рая горизонтальная колосниковая решетка расположена на
600 мм ниже (см. ступень 5 на рис. 23.20), следующая, если
она есть, — еще ниже и т. д. При необходимости холодильник
может быть оборудован клинкерной дробилкой, установленной
перед последним горизонтальным колосником.
Высокоэкономичные печи сухого способа, расходующие
750 ккал/кг клинкера, обеспечиваются вторичным воздухом от
вентиляторов, расположенных под горизонтальными, а также
под наклонной колосниковыми решетками. Вторичный воздух,
можно разделить также на воздух, подаваемый в печь и в за¬
печные суспензионные кальцинаторы 6. Избыточный воздух
удаляется и может для улучшения обеспыливания в электро¬
фильтре предварительно увлажняться путем впрыскивания
влаги форсунками 8. Отбор горячего воздуха для других це¬
лей может осуществляться также через воздуховод 6.
Колосниковый холодильник «Фолакс» имеет проектную
удельную производительность 30—32 т/(м2-сут); при взаимо¬
действии холодильника с мощным суспензионным флэш-каль-
цинатором (см. гл. 21) его удельная производительность повы¬
шается до 40 т/(м2-сут). Удельный расход воздуха при нор¬
мальном охлаждении клинкера от 1350° С до температуры, на
60° большей, чем у окружающей среды, равен 2,7—3 м3/кг
клинкера. Для повышения надежности эксплуатации при воз¬
никновении пылевых переполнений печи холодильники обору¬
дуются внтиляторами удельной мощностью 3,8—3,9 м3/кг клин¬
кера. Вентиляторы для наклонной и первой горизонтальной
колосниковых решеток рассчитывают на давление от 750 до
600 мм вод. ст. Охлаждение на второй горизонтальной колос¬
никовой решетке производится при давлении воздуха 550—
260 мм. вод. ст. Мощные холодильники, работающие в сочета¬
нии с флэш-кальцинаторами, требуют для наклонной и первой
горизонтальной решеток давления охлаждающего воздуха под
колосниками от 1000 до 800 мм вод. ст.
Холодильник, показанный на рис. 23.20, имеет производи¬
тельность 2000 т/сут и оборудован одной наклонной и двумя
горизонтальными колосниковыми решетками. Полезная длина
колосников 22 м. Наклонный колосник имеет ширину 2,4 м и
пропускную способность 833 т/(м-сут) при толщине слоя 500—
600 мм. Ширина горизонтальных колосников равна 3,2 м.
Мощные холодильники с одним наклонным и четырьмя го¬
ризонтальными колосниками имеют пропускную способность
2000 т/(м-сут). Толщина слоя возрастает до 600—1000 мм.
Отдельные камеры корпуса холодильника оборудованы бун¬
437'
керами для сбора просыпи, которая через разгрузочные клапа¬
ны падает на расположенный внизу цепной скребковый транс¬
портер. Крупные куски клинкера измельчаются в клинкерной
дробилке и снова возвращаются на колосники для вторичного
охлаждения. Тепловая изоляция холодильника защищена цеп¬
ной завесой. Все колосниковые плиты имеют одинаковую кон-
Рис. 23.21. Диаграмма теплового баланса колосникового холодильника «Фо¬
лакс» фирмы «Смидт» (в расчете на 1 кг клинкера)
А — клинкерный холодильник; В — зона охлаждения печи: С — зона спекания печи;
1 — теплосодержание клинкера в зоне спекания (обжига); 2 —потери тепла на излуче¬
ние в зоне охлаждения печи; 3 — приход тепла с охлаждающим воздухом; 4 — потери
тепла в окружающую среду в клинкерном холодильнике; 5 — потерн тепла с избыточным
воздухом; 6 — потери тепла с клинкером; 7 — рекуперированное тепло
струкцию; однако их термостойкость различна. Шаг подвиж¬
ных колосников составляет 125 мм.
Чтобы избежать устройства сложных скользящих уплотне¬
ний между подвижными колосниками и стенкой корпуса, были
разработаны специальные деформирующиеся мембраны. Они
имеют как механический, так и гидравлический привод.
Фактическая пропускная способность описанных колоснико¬
вых решеток на 100—300% выше номинальной. Поэтому с уче¬
том избыточной мощности вентиляторов холодильник может
работать при любых колебаниях в процессе эксплуатации пе¬
чи. Коэффициент полезного действия холодильников «Фо¬
лакс», как и всех прочих колосниковых холодильников, зави¬
сит от удельного расхода тепла в печи; например, при взаимо¬
действии с печью, имеющей теплообменник, к. п. д. достигает
65—70% [87 с].
На рис. 23.21 показана диаграмма теплового баланса ко¬
лосникового холодильника «Фолакс». Этот тепловой баланс
рассчитан на 1 кг клинкера при температуре на выходе 0°С.
Теплосодержание охлаждающего воздуха включено в расчет.
Для сравнения в разд. 23.3.4 приведена диаграмма теплово¬
438
го баланса планетарного (рекуператорного) холодильника
«Унакс» фирмы «Смидт». В обоих случаях принималось, что
теплосодержание клинкера в зоне спекания печи составляло
400 ккал/кг. Кроме того, было принято, что в обоих случаях
расстояние от зоны спекания до загрузочных отверстий холо¬
дильников (т. е. длина зоны охлаждения печи) одинаково. По-
/5® с>® ©® (р>в с*® ©® (Ь@
Рис. 23.22. Колосниковый ступенчатый холодильник фирмы «Петерс»
этому тепловые балансы холодильников обоих типов можно
сравнивать один с другим1.
23.5.3. Ступенчатый колосниковый холодильник (фирма
«Петерс»), Одна из последних конструкций колосникового хо¬
лодильника показана на рис. 23.22. Здесь дробилка с воздуш¬
ным охлаждением установлена между двумя крайними колос¬
никовыми решетками. Промежуточное дробление, при котором
частицы клинкера измельчаются примерно до одинакового раз¬
мера, позволяет существенно интенсифицировать охлаждение
на последней колосниковой решетке. Холодильники такого ти¬
па эксплуатируются в ФРГ с 1969 г.
23.5.4. g-холодильник фирмы «Петерс». Возросшие требова¬
ния к чистоте отходящего воздуха и связанный с ними рост
затрат на его обеспыливание привели к тому, что фирма «Кла-
удиус Петерс» (Гамбург, ФРГ) разработала комбинирован¬
ный холодильник, состоящий из колосникового холодильника
(первая стадия) и g-холодильника (вторая стадия). Колосни¬
ковый холодильник, по проекту, покрывает потребность печи
во вторичном воздухе и не имеет никаких обеспыливающих
устройств.
1 Легко убедиться, что колосниковый холодильник может иметь преиму¬
щество только при утилизации тепла аспирационного воздуха. В других слу¬
чаях он пока уступает планетарному. (Прим. ред.)
43»
Клинкер выходит из колосникового холодильника, называе¬
мого в этой системе «рекуператором», с температурой около
500° Сив дробилке с воздушным охлаждением измельчается
до частиц крупностью менее 35 мм. Затем с помощью закры¬
того кожухом ковшового транспортера клинкер подают в g-холо¬
дильник «Петерс», охлаждающий клинкер косвенно, без кон¬
такта материала с охладителем, следовательно, абсолютно без
пылевыделения, до температуры ниже 100° С (рис. 23.23).
Такие установки эксплуатируются с 1972 г. g-холодильник
постоянно поддерживается полным клинкера, медленно опус-
Рис. 23.23. Колосниковый холодильник «Рекуператор» в сочетании с g-холо¬
дильником фирмы «Петерс»
кающегося вдоль линзообразных охлаждающих труб, в кото¬
рых проходит воздух. Между клинкером и охлаждающим
воздухом никогда не возникает непосредственного контакта.
Падение напора в охлаждающих трубах составляет 80—120 мм
■в зависимости от их конструкции и конечной температуры
клинкера.
Удельные энергозатраты на охлаждение клинкера в комби¬
нированном «рекуператорном» g-холодильнике составляют око¬
ло 5 кВт-ч/т клинкера.
g-холодильник может, конечно, использоваться в качестве
дополнительного холодильника для любых печных и холодиль¬
ных систем, если температура выпускаемого клинкера слиш¬
ком высока.
23.6. Шахтные холодильники
Идея охлаждения клинкера в шахтном холодильнике не но¬
ва. Существующие пока цементные шахтные печи представля¬
ют собой комбинацию из обжигового аппарата и клинкерного
холодильника, соединенных в одной установке. Имеются мно¬
гочисленные патенты на клинкерные шахтные холодильники.
Клинкерный шахтный холодильник, разработанный Э. Ба¬
де, выпускается фирмой «Вальтер-Бератерм» в Кельн-Дель-
брюке, ФРГ; его производительность 3000 т/сут. Поскольку
440
в ожиженном слое создаются условия для наиболее интенсив¬
ного теплообмена, Баде разработал способ сочетания процес¬
са охлаждения противотоком в шахтном холодильнике с ожи-
женным слоем. Однако в действительности условия ожижения
не всегда удается реализовать полностью, ибо такие физичес¬
кие предпосылки, как равные размеры и постоянство количест¬
ва гранул клинкера, а также равномерное распределение воз¬
духа не всегда достижимы.
Холодильник состоит из выложенной огнеупором шахты,
валковой решетки и разгрузочного бункера с выходным воз-
Рис. 23.24. Шахтный клинкер-
ный холодильник
1 — вращающаяся печь; 2 — голов¬
ка печи и верхняя часть'шахты;
3 — шахта холодильника (основ¬
ная часть): 4 — валковая решетка;
5 — псевдоожиженный слой клинке¬
ра; 5-выходной клапан; 7—охлаж¬
дающий воздух; 8 — топливо с пер¬
вичным воздухом; К — движение
клинкера; Q—поток воздуха;
расчетный напор вентилятора;
Р" — давление вторичного возду-
духонепроницаемым трехъячейковым клапаном. Он оборудо¬
ван вентилятором для нагнетания охлаждающего воздуха. Со¬
единительные трубопроводы, измерительная и регулировочная
аппаратура относятся к вспомогательному оборудованию.
Верхняя часть шахты имеет меньший диаметр, что позволяет
повысить скорость охлаждающего воздуха на этом участке и
придать слою клинкера подвижность. Благодаря эффекту ожи¬
жения материал в верхней части шахты переходит в подобное
жидкости состояние, и Клинкер, поступающий в холодильник
из вращающейся печи, немедленно равномерно распределяется
по всему поперечному сечению шахты.
Каждый из профилированных валков валковой решетки
имеет отдельный привод; при необходимости валки могут вра¬
щаться с различной частотой, обеспечивая нужную скорость
подачи материала. Куски клинкера крупностью более 25 мм
дробятся под действием валков.
Охлаждающий воздух распределяется следующим образом:
35% попадает под валковую решетку, 45% — в среднюю часть
шахты и 20% —в ее узкую часть. Равномерное распределение
441
воздуха по поперечному сечению шахты производят с по¬
мощью специальных сопл и труб, расположенных в толще
клинкера [273].
На рис. 23.24 схематически показан продольный разрез
клинкерного шахтного холодильника Баде.
Поскольку охлаждение в шахтном холодильнике происхо¬
дит быстро, качество клинкера почти не отличается от полу¬
ченного в колосниковом холодильнике, особенно по величине
отношения C3S: C2S.
В зависимости от количества охлаждающего воздуха тем¬
пература клинкера на выходе из холодильника составляет
250—280°С (без учета температуры окружающей среды). Тем¬
пература вторичного воздуха 900—1000° С [274].
Статический напор вентилятора охлаждающего воздуха ра¬
вен 1120 мм, необходимое количество охлаждающего воздуха
1,1 м3/кг клинкера. Удельные энергозатраты составляют около
8 кВт-ч/т клинкера, в то время как у колосниковых холодиль¬
ников с учетом привода колосников они равны 5,5—6 кВт-ч/т
клинкера.
Термический к. п. д. шахтного холодильника, по данным '
Научно-исследовательского института цементной промышлен¬
ности в Дюссельдорфе (ФРГ), равен 83%. Поскольку шахт¬
ный холодильник не имеет избыточного воздуха, отпадает не¬
обходимость в обеспыливающей установке. Строительная
высота шахтного холодильника на 10% превышает высоту ко¬
лосникового.
ПРИЛОЖЕНИЕ
Таблица пересчета технических единиц, принятых в США,
в метрические единицы
Обозначение
Наименование
Значения
в Других
единицах
Метрическая
единица
Значение
в технических
единицах США
1 1Ь
фунт
0,45359 кг
1 КГ
2,20462 фунта
1 sh. t
короткая тонна
0,907 т
1 Т
1,102536 коротких
тонны
1 inch
дюйм
2,5400 см
1 СМ
0,3937 дюйма
1 foot
Фут
0,3048 м
1 М
3, 2802 фута
1 mile
миля
1,6093 км
1 КМ
0,6214 мили
1 sq. inch
кв. дюйм
6,452 см2
1 СМ2
0,1550 кв. дюйма
1 cu. foot
куб. фут
0,02832 м3
1 м3
35,314 куб. фута
1 liq. quart
кварта жидко¬
сти
0,9464 л
1 л
1,0567 кварты
ЖИДКОСТИ
1 dry quart
кварта объема
1,1012 л
1 л
0,9081 кварты
объема
0,265 галлона
США
1 gallon USA
галлон США
3,78 л
1 л
1° F
градус Фарен¬
гейта
0,5556° С
1° с
1,8 градуса Фа¬
ренгейта
°F
То же
1,8° С+32
°с
0,5556 (Т—32)
1 Btu
Британская
Тепловая
Единица
(Б. Т. Е.)
0,252 ккал=
= 1,055 кДж
1 ккал=
=4,1868
кДж
3,9685 Б. Т. Е.
1 Btu/lb
Б. Т. Е./фунт
0,5555
ккал/кг=
=2,326
кДж/кг
1 ккал/кг=
=4,1868
кДж/кг
1,8001 Б. Т. Е./
фунт
1 Л.С.
лошадиная си¬
ла
745,7 Вт
—
—
14 mesh
отверстие сит
Тайлера (США)
1168 мкм
—
—
100 mesh
То же
147 мкм
—
170 mesh
91 мкм
—
200 mesh
74 мкм
—
325 mesh
44 мкм
“
—
Список литературы
1. Sprung, S. Das Verhalten des Schwefels beim Brennen von Zementklm-
ker. Schriftenreihe der Zement-Industrie, Heft 31/1964, Beton-Verlag
GMBH, Dfisseldorf.
2. Eckel, E. C. Limes and Plastics, J. Wiley, Publisher, New York 1922.
3. Kuhl, H. Zement-Chemie, Verlag Technik, Berlin 1952.
4. Nurse, R. W. Journal of Applied Chemistry 2, 1952, p. 708—716.
5. Rosa, J. Compilation of Cement Raw Material Components, Stavivo,
Prague, 10, 1952, p. 264—269.
5a. Charisius, K. Laboratoriumsbuch fur die Zementindustrie, W. Knapp,
Halle (Saale), 1943, p. 53.
6. Industrial Minerals and Rocks, Published by American Institut of Metal,
and Mining Engineers, New York, 1949, p. 207.
7. Grim, R. E. Clay Mineralogy, McGraw-Hill, New York, 1953, p. 311
(Грим P. E. Минералогия глин. М., 1959; Грим Р. Е. Минералогия и
практическое использование глин. М., Мир, 1969).
7а. Locher, F. W./Sprung, S./Opitz, D. Reaktionen im Bereich der Ofenga-
se — Kreislaufe fliichtiger Stoffe, Ansatze, Beseitigen von Ringen. Ze¬
ment-Kalk-Gips 25, 1972, p. 1—12;
Verfahrenstechnik der Herstellung von Zement, VDZ-KongreB 71, Ban-
verlag GmbH, Wiesbaden, Berlin 1972, p. 149—160.
7b. Zement-Taschenbuch 1976/77, Bauverlag, Wiesbaden.
7c. DIN 1164.
7d. Alkali-Aggregate Reaction, Symposium Papers, The Building Research-
Institute, Reykjavik, Iceland, Aug. 1975.
7e. Industrial International Data Base, The Cement Industry, North Atlantic
Treaty Organization YCCMS-46 Oak Ridge, Tennessee, USA, Sept. 1976.
7f. Energy Conservation Potential in the Cement Industry, Federal Energy
Administration, Washington, D. C., June 1975.
8. Novy, L. Stavivo, Prague, No. 4, 1967, p. 16.
9. Metzger, A. in Kuhl, H.: Zement-Chemie, Verlag Technik, Berlin 1952,
p. 269.
10. Jerszow, L. D. Principles of crystal chemistry applied to the manufacture
of high early strength Portland cements of special properties, Cement-
Wapno-Gips, (Warsaw), No. 12, 1967, p. 353—355.
11. Ершов Л. Д., Басман P. М. Вяжущие свойства фосфатов кальция,
образующихся в системе СаО—Р2О5.—Укр. хим. журнал, 1955, т. XXI,
вып. 6; см. также: Ершов Л. Д. Высокопрочный и быстротвердеющий
цементы. К-, Буд1вельник, 1975.
12. Craddock, О. L. Cement Chemists’ and Work Manager's Handbook, Con¬
crete Publications, London 1962, p. 73.
12a. Trojer, F. Der gegenwartige Stand des Phasenaufbaues der Portlandze-
mentklinker. Zement-Kalk-Gips 19 (1966), p. 207—215.
12b. Tennstedt, H. J. VI. Internationaler KongreB fiber Zementchemie: Zusam-
mensetzung und Eigenschaften des Zementklinkers. Zement-Kalk-Gips 28
(1975), p. 190—191.
12c. Salge, H. und Thormann, P. Uber den EinflluB von P2O5 auf die Konstitu-
tion von Portlandzementklinker. Zement-Kalk-Gips 26 (1973), p. 532—539.
13. Bogue, R. H. The Chemistry of Portland Cement, New York, 1955.
14. ASTM Designation; С 150—70, Standard Specification for Portland Ce¬
ment, Published by the American Society for Testing Materials, Phila¬
delphia, Pa. USA
15. Petzold, A. Chemie und Technologie der Bindemittel, Freiberg/Sa. 1960,
p. 46—52.
16. Barta, R. Chemie a Technologie Cementu, Prague 1961, p. 332—346.
17. Brown, L. S. Microscopical Studies of Clinker, Journ. Amer. Concrete
Inst. 19, 1948, p. 877.
18. Рояк С. М., Нагерова Э. И., Корниенко Г. Г. Химические методы оп¬
•444
ределения фазового состава цемента. Труды НИИцемента, вып. 5,
1952, с. 58—80.
18а. Locher, F. W. Berechnung der KHnkerphasen.
Zement-Kalk-Gips 12 (1961), p. 573—580.
19. Ahrends, I., Cieslinski, W. Technologia Cementu, Warsaw 1956.
20. Юнг В. H., Бутт Ю. М., Журавлев В. Ф., Окороков С. Д. Технология
вяжущих веществ. М., Промстройиздат, 1952.
21. Spohn, Е. et al. Eine verfeinerte Kalkstandardformel, Zement-Kalk-Gips 2,
1969, p. 55—60.
22. Capek, Z. Vyroba Portl. Cementu, Prague 1953, p. 104.
23. British Standards 12. 1370, 4027, 1958, 1960, 1962, 1966.
24. Окороков С. Д. В кн.: Технология вяжущих веществ. М., Промстрой¬
издат, 1952.
25. Огнянова Е. 3. В кн.: Справочник по производству цемента. Под ред.
И. И. Холина, М., Госстройнздат, 1963, с. 729—740.
26. Vera, A. Calculation of Raw Mixes, Rock Products 8, 1945, p. 109.
27. Czernin, W. Schweitzer Archiv 19, 1953, p. 192—197.
28. Kallauner O. Portlandsky Cement, Prague 1952, p. 88.
28a. Schubert, H. Aufbereitung fester mineralischer Baustoffe, Leipzig 1968.
29. Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953.
30. Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Bulletin 46 В 2682.
31. Moiling, H. A. Gesichtspunkte fur den Entwurf von Doppelkniehebel-
Backenbrechern, System Blake, Teil 2, Aufbereitungs-Technik 4, 1968,
p. 152.
32. Bond, F. C. Comminution Exposure Constant by the Third Theory, Tran¬
sactions A1ME, Mining Engineering 12, 1957.
33. Логак Л. И., Волчек И. Л. Определение расхода дробящих плит ще¬
ковых дробилок. — Горный журнал, 1967, № 8, с. 41—43.
34. Bath Iron Works, Pennsylvania Crusher Division, Bulletin 2.5 M 466.
35. Zoethout, G. Neu entwickelte Elektroden fur Hartpanzerung von Ver-
schleifistellen und Anwendungsbeispiele aus der Industrie der Steine und
Erden, Aufbereitungs-Technik 10, 1966, p. 632.
36. Боганов А. И. Механическое оборудование цементных заводов. М.,
Промстройиздат, 1955, Есть изд. 2-е: М., Машгиз, 1961, 384 с.
37. Erhardt, Н. Overload Safety Devices of Crushers, Symposium on Size
Reduction Verlag Chemie, Weinheim (BRD), 1962, p. 272—282.
38. Giesking, D. H. Jaw Crusher Capacities (Blake Type), Mining Transa¬
ctions, Vol. 184, p. 239—246.
39. Ahrends, 1., Cieslinski, W. Technologia Cementu, Warsaw 1956.
40. Fuller Company, Catasauqua, Pa.,
Bulletin TCB-4 5M 4-69.
41. Товаров В. В. Методы расчета производительности мельничных агре¬
гатов цементной промышленности. — Труды Гипроцемента, вып. 9,
1948. Определение характеристик размалываемости материалов. М.,
ЦБТИ ВНИИНСМ, 1959; см. также [36].
41а. Niewiadomski, S. Machinery and Equipment of the Chemical Industry,
Warsaw 1955, State’s Technical Publications.
42. Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin,
Bulletin 17 В 7870 A.
43. Cm. [36].
44. Лурье Ю. С. Портландцемент. М., Госстройнздат, 1959. Есть изд. 2-е:
Л.—М., Госстройнздат, 1963, 393 с.
45. Traylor Engineering and Manuf. Co., Division of Fuller Company, Allen¬
town, Pa. Bulletin 6637.
46. Lurje, J. S. Portlandsky Cement, Prague 1963.
47. Peter, H. Verschleifl an Zerkleinerungsmascbinen,
Aufbereitungs-Technik 8, 1966, p. 505—509.
47a. Sobolewski, S. Crushers, Design and Applications.
Katowice 1957.
47b. Bussmeyer, H. Warmewirtschaft in der Zementindustrie, Dresden und
Leipzig 1931, p. 51—58.
445
47c. Rumpf, Н. Kriterien zur Beurteilung von Zerkleinerungsaulgaben, Ze¬
ment-Kalk-Gips 8, 1966, p. 343—353.
47d. Priemer, J. Untersuchungen zur Prallzerkleinerung von Einzelteilclien,
Fortschrittsberichte, VDI-Zeitschrift, Reihe 3, Nr. 5.
47e. Ratburn, D. R., Mok, J. K. American Institute of Mining, Metallurgical
and Petroleum Engineers, Denver, Col., Febr. 1970.
47f. Kitschen, L. Neuere Erfahrungen mit Trockenmahlanlagen fiir Eisenerze
als Vorbereitung zur Pelletisierung, Aufbereitungs-Technik 6, 1972, p. 360.
47g. Schneider, H., Zeisel, H. G. Der EinfluS der Vorzerkleinerung auf die
Mahlung von Zementrohmaterial in der Rohrmfihie — Effect of primary
crushing upon cement raw material grinding, Zement-Kalk-Gips 11, 1971,
p._ 503—505.
47h. Jager, H„ Ulrich, W. Betrachtung fiber die Vermahlung von Eisenerzen
im Trockenverfahren, Aufbereitungs-Technik 11, 1968, p. 541.
47i. Schmidt, H. Die Prallzerkleinerung 1. Teil: Grundlagen der Konstruktion
eines Hartgestein-Prallbrechers— Size reduction by impact, part 1: De¬
sign fundamentals of hard rock impact crusher, Aufbereitungs-Technik
10/1975, p. 538—546.
47]. Erhardt, H. Die Prallzerkleinerung — Betrachtungen fiber Wirkungswei-
se und Auslegung von Prallbrechern—Size reduction by impact — Con¬
siderations about, performance and sizing of impact crushers, Aufberei¬
tungs-Technik 10, 11/1962, p. 437—447, 479—490.
47j.l. N. N. One shot drops annual crushing needs, Rock Products, Feb. 1977,
p. 53—55.
47k. Der Mechanismus der Prallzerkleinerung — The mechanism of size redu¬
ction by impact, Forschungsberichte des Landes NRW Nr. 1059 Y 1962.
47k. 1. Gallus, D. Mobile Buhler-Miag Yorzerkleinerungsanlage — Mobile Buh-
ler-Miag precrushing plant, Bfihler-Miag Bulletin.
471. ModelIversuche fiber Yerschleifi bei der Druck- und Prallzerkleinerung —
Model tests about the wear at size reduction by compression and impact,
Bergbau-Archiv 1961, p. 63—90.
47m. Wahl, М., Kantenwein, G., Rzepka, L. Hartzerkleinerung und Versch-
leiS—Size reduction and wear, Aufbereitungs-Technik 2, 3/1963, p. 47—
58, 91—111.
48. Sullivan, J. D. Passage of Solid Particles Through Rotary Cylindrical
Kilns, US-Bureau of Mines, Technical Paper No. 384, 1927.
48a. Schott, E. Praktische Untersuchungen an verschiedenen Ofensystemen
sowie an Mahlanlagen, Zement-Kalk-Gips 3, 1954, p. 69—77.
48b. Schauer, S., Klovers, E. J. Multifunctional roller mill processes cement
raw material, Rock Products 6, 1972, p. 79.
48c. Feige, F. Technische Konzeption des VEB Eichsfelder Zementwerks Deu-
na — Technical conception of the nationalized cement plant, Eichsfeld
Deuna, Silikattechnik 27, 1976, Vol. 7, p, 219—223.
49. Drosihn, U, Das neue KHnkerwerk im Werk Amoneburg, Zement-Kalk-
Gips 10, 1970, p. 449.
50. Jipp, R. Das Pralltrocknungsverfahren und seine Anwendung in der In¬
dustrie der Steine und Erden, Zement-Kalk-Gips 10, 1957, p. 465.
50a. Rockwood, N. C. Grinding in the Cement Industry, Rock Products 1,
1938, p. 60, Maclean-Hunter Publication, Chicago.
51. Левенсон Л. Б., Прейгерзон Г. И. Дробление и грохочение полезных
ископаемых. М.—Л., Гостоптехиздат, 1940.
52. Joisel, A. Fractures in Brittle Materials Resulting from Size
Reduction, Symposium on Size Reduction, Verlag Chemie, Weinheim
(BRD) 1962, p. 49.
53. Barta, R. Chemie a Technologie Cementu, Prague 1961, p. 359 (см. также
Ребиндер П. А. Физико-химическая механика. М., Знание, 1958).
53а. Anselm, W. Ffillungsgrad von Rohrmiihlen, Oefen, Kuhlern usw., Zement-
Kalk-Gips 2, 1949, p. 223.
54. Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1952, p. 221.
446
54a. Bernutat, P. Der VerschleiS von Mahlkorpern und-Mantelplatten, Zement-
Kalk-Gips 9, 1964, p. 397—400.
55. Barta, R. Chemie a Technologie Cementu, Prague 1961.
56. Dersnah, W. R. Ball Coating and Grinding Aids, Portland Cement Asso¬
ciation, Report MP-80, p. 17, Chicago, Illinois, 1956.
57. Loveland, R. A. Relation of Ball Load to Clinker Charge in Grinding
Mills, Rock Products 10, 1952, p. 96.
58. Mardulier, F. J. Balance — Key to Mill / Separator Operations, IV. Annu¬
al Cement Industry Oper. Seminar, Chicago 1968, p. 66—78.
58a. Scherer, W. Antriebsprobleme bei Schwerkraftmiihlen, Zement-Kalk-Gips
7, 1954, p. 349.
59. Tonry, R. J. A New Look at Particles in Raw Mixes, Portland Cement
Association, Research Report M-173, p. 1—25, Chicago, Illinois 1962.
60. Bond, F. C. Grinding Ball Size Selection, Mining Engineering 5, 1958.
61. Borner, H. Mahlkorperzusammensetzung in Rohrmiihlen der Zement- und
Kalkindustrie, Zement-Kalk-Gips 8, 1965, p. 420.
61a. Касаткин А. Г. Основные процессы и аппараты химической техноло¬
гии. М.— Л., Госхимиздат, изд. 5-е, 1950, 792 с. Есть изд. 9-е, испр.,
М., Химия, 1973, 790 с.
51b. Papadakis, М. Recherches sur la Brovabilite de la Matiere, Revue des
Materiaux de Conctruction 1957, No. 500, p. 131—139.
62. Taggart, A. F. Handbook of Mineral Dressing, New York 1948, p. 6—16.
63. Starke, H. R. Rock Products 6, 1935 p. 40—46.
64. Slegten, J. Betrachtungen fiber Mahlkorper und Panzerungen, Zement-
Kalk-Gips 11, 1964, p. 503.
65. Cieslinski, W. Satellite Mills, Cement-Wapno-Gips, Warsaw 1971, p. 33,
72, 97, 220.
66. Негинский М. С. Основы проектирования цементных заводов. М.,
Промстройиздат, 1955, 320 с.
67. Jacob, К. Kapazitats-MeBzahlen fur Rohrmiihlen, Silikattechnik 14, 1963,
p. 45—48.
68. Denver Equipment Co. Denver, Colo.,
Bulletin No. B2-B34.
69. The Colorado Fuel and Iron Corp., Bulletin M 161.
69a. Bond, F. C. Crushing and Grinding Calculations, Allis-Chalmers Manu¬
facturing Company, Milwaukee, Wisconsin 1961, Bulletin 07R 9235B, p. 5.
G9b. Labahn/Kaminsky.- Ratgeber fiir Zementingenieure, 4. Auflage, Bauver-
lag, Wiesbaden 1970, p. 138^
70. Matouschek, F. VerschleiS von Manteiplatten in Rohrmiihlen, Zement-
Kalk-Gips 9, 1960, p. 394.
71. Peters, K. Mechanochemische Reaktionen, Symposium on Size Reduction,
Verlag Chemie, Weinheim (BRD) 1962, p. 78—98.
72. Веке, B., Opoczky, L. Strukturanderungen bei der Klinkervermahlung zu
extremen Feinheiten, Zement-Kalk-Gips 6, 1967, p. 267.
73. Wesner, A. L., et al. Study of Grinding Ball Wear Employing a Radio¬
active Tracer Technique, American Institute of Mining Engineers Trans¬
actions (Mining), Vol. 217, 1960.
74. Coates Steel Products Co., Greenville, Illinois, Bulletin.
75. Nickel, O. Der verschleiBfeste Werkstoff Ni-Hard in der Hartzerkleine-
rung, Aufbereitungs-Technik 9, 1960, p. 371—384.
76. Engineering Properties of Ni-Hard, Bulletin, The International Nickel
Co., 67 Wall Street, New York, N. Y.
77. Peter, H. VerschleiS an Zerkleinerungsmaschinen, Aufbereitungs-Technik
8, 1966, p. 505—509.
78. Verein Deutscher Zementwerke, Tatigkeitsbericht, Diisseldorf 1962.
78a. Drosihn, U. VerschleiS in Rohrmiihlen, Zement-Kalk-Gips 12, 1972,
p. 571—574.
79. Drosihn, U. Die VerschleiSprobleme der Rohrmiihlen, Zement-Kalk-Gips
8, 1961, p. 325—338,
447
80. Surmann, W. Rohrmiihlen und Mahltechnik, Zement-Kalk-Gips 3, 1962,
p. 89.
81. Крыхтин Г. С. В кн.: Справочник по производству цемента. Под ред.
И. И. Холина. Госстройиздат, 1963, с. 333—335.
82. Private Mitteilung— Private communication, Mr. R. Naredi. Malmo.
Sweden.
83. Dettmer, P. B. Trends in the Design of Large Grinding Mills, Mining
Engineering 4, 1965, p. 57—63, 5, 1965, p. 68—71.
84. Schroebler, W. Zementmaschinen-Antriebe — Dbersicht, Zement-Kalk-Gips
2, 1974, p. 41—46.
84a. KHD Industrieanlagen AG, Sehriftliche Mitteilung — written communi¬
cation.
85. Ackle, W. Wirtschaftlieher Antrieb von grofien Rohrmiihlen uureh Plane-
tengetriebe, Zement-Kalk-Gips 1, 1975, p. 43—50.
86. Bernutat, P. Zahnkranzgetriebe fur grofie Rohrmiihlen, Verein Deutscher
Zementwerke, Tagungsbericht 1973, Zement-Kalk-Gips 6, 1973, p. 300.
86a. Ackle, W. Cement: Drives for ball mills—European stud^ compares girth
gears with central drives — Zement: Rohrmiihlenantriebe — Enropaische
Betrachtungen iiber den Vergleicli von Zahnkranz- und Zentralantrieben,
Rock Products Nov. 1976, p. 90—97.
87. Bellwinkel, A. Eniwicklungen im Kugelmiihlenbau, Symposium on Size
Reduction, Verlag Chemie, Weinheim (BRD) 1962, p. 373—384.
87a. Maag Gear Wheel Company, Zurich, Switzerland, written communicati¬
on— sehriftliche Mitteilung.
87b. Posselt, O., G. Bestimniung des Wirkungsgrades eines Symetro-Getrie-
bes — Determination of the efficiency of a Symetro gear unit, Zement-
Kalk-Gips Sep. 1960, p. 428—429.
87c. F. L. Smidth and Co. A/S, Copenhagen, Denmark, written communicati¬
on — sehriftliche Mitteilung.
88. Polysius A. G., 4723 Neu Beckum, BRD, Bulletin 1092 E.
89. Reese, A. Antriebsmotoren fiir groBe Rohrmiihlen, Zement-Kalk-Gips 10,
1965, p. 521.
90. US Patent No. 3, 272, 444 E. A. Rich et al. to General Electric, Gearless
Rotary Mill, Sep. 1966.
90a. Zins, R. Stand und Entwicklung getriebeloser Rohrmiihlenantriebe, Ze¬
ment-Kalk-Gips 12, 1973, p. 579—582.
91. Brown, Boveri u. Cie., Baden Schweiz, Referenzliste, Druckschrift Nr.
CH-IG 211401 D/E/F.
92. Bernutat, P. Bereehnung optimaler Zahnkranzantriebe, Zement-Kalk-Gips
5, 1966, p. 223.
93. Dettmer, P. B. Mining Engineering 5, 1968, p. 68.
94. Deutsche Normen, Normblatt Hartzerkleinerungsmaschinen — Rohrmiihlen
DIN 24111, DK 621.926, Deutscher NormenausschuB, Beuth-Vertrieb
GmbH, Berlin W 15 und Koln.
95. Sprung, S. EinfluB der Miihlenalmosphare auf das Erstarren und die
Festigkeit von Zement, Zement-Kalk-Gips 5, 1974, p. 259—267.
95a. Beratungsstelle fiir Stahlverwendung, Merkblatt 365, Feinkornbaustahle
fiir geschweiBte Konstruktionen, Diisseldorf, 2. Auflage 1974.
96. Bernutat. P. Desing of modern tube mills and of mechanical air separa¬
tors, Cement-Wapno-Gips, Warsaw 5, 1969, p. 131—134.
97. Duda, W. K. Requirements for Gement Plant Design, Minerals Processing
1, 1964, p. 19—23.
98. Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Bulletin No. 07 X 9010 B.
99. Bradley, A. A., Freemantle, A. J., Lloyd, P. J. D. Developments in centri¬
fugal milling, Journal of the South African Institute of Mining and Me¬
tallurgy, Johannesburg, South Africa, June 1974, p. 379—387.
100. Peter, H. Neuere Panzerungen fiir Rohrmiihleri, Zement-Kalk-Gips 8
1967, p. 33.
448
101. Боганов А. И. Механическое оборудование цементных заводов.
См. [36].
102. Mardulier, F. J., Wightman, D. Z. A simplified method of determining
mill retention time, Rock Products International "Cement Industry Semi¬
nar, Chicago, Illinois, Dec. 1970, p. 49—64.
103. Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Rotary Grinding Mills, Bulletin.
104. Веке, B. Silikattechnik 4, 1963, p. 116.
105. Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953, p. 190.
106. Jacob, K. Einiges fiber Mfihlen, Silikattechnik 5, 1960, p. 235—238.
107. Kannewurf, A. S. Grindability Standard, Portland Cement Association
Report MP-81, Chicago 1956.
108 Portland Cement Association, Research Report MP-104, Skokie, Illinois
1962.
109. Fineness of Portlafid Cement by Air Permeability Apparatus ASTM
Standards C-204, Philadelphia, Pa. Fineness of Portland Cement by Tur¬
bidimeter, ASTM Standards C-115, Philadelphia, Pa.
110. Czernin, W. Cement Chemistry and Physics, Chemical Publishing Com¬
pany, New York 1962, p. 50.
111. Dersnah, W. R. Ball Coating and Grinding Aid, Portland Cement Associa¬
tion Report MP-180, Chicago 1956.
112. Mardulier, F. J. Make Grinding Aids Work for You, Rock Products 5,
1967, p. 110.
113. A Study of Grinding Aids, Portland Cement Association, Manufacturing
Research Bureau, Report MRB-38, Chicago, Illinois.
114. Chamber of Mines of South Africa, Research Organization, Richmond,
Johannesburg, S. A., Written communication July 7. 1976.
115. Kfihl, H. Zement-Chemie, Verlag Technik, Berlin 1952, p. 517.
116. Dersnah, W. R. Ball Coating and Grinding Aid, PCA Report MP-80,
Chicago 1956.
117. Hercules Powder Company, Wilmington, Delaware, Bulletin PC-135.
118. Crown Zellerbach Corp., Camas, Washington, Bulletin-. Grinding Aid
for Portland Cement.
118a. Schneider, H. Dber die Verwendung von Mahlhilfen bei der Zementmah-
lung, Zement-Kalk-Gips 5, 1969, p. 193.
119. Pearson, В. M. Fine Grinding in Tube Mills, Rock Products 12, 1952,
p. 106.
120. Ziegler, E. Beeinflussung der Mahlbarkeit von Festkorpern durch Zusatz
von oberflachenaktiven Stoffen, Schriftenreihe der Zementindustrie, Heft
19, 1956, Beton-Verlag, Dfisseldorf.
121. Bond, F. C. American Institute of Mining Engineers. Technical Publica¬
tion 1160, 1940.
122. Barber, D. R. Theoretical and Experimental Studies of Ball Coating,
Portland Cement Association, Research Report M-173, Chicago 1962.
123. Kannewurf, A. S. Grindability Standard, RCA Report MP-81, Chicago
1956.
124. Сычев М. М. Технологические свойства сырьевых цементных шихт. М.,
Госстройиздат, 1962, 136 с.
125. Mittag, С. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953, p. 138.
126. Cornelius, R. J., Callendar, W., Terry, S. Mining Engineering 7, 1969,
p. 97—100.
127. Mittag, C. Die Hartzerkleinerung, Berlin 1953, p. 207.
128. Rowland, Ch. Grinding Mill Research Improves Efficiency, Rock Products,
1, 1962, p. 112.
129. Лурье Ю. С. Портландцемент. См. [44].
130. Gebica, М. Grinding Equipment in the Industry of Binding Materials,
Cement-Wapno-Gips 3, Warsaw 1966, p. 71—75.
131. Mitchell, J. A. Cement Cooling Methods, Portland Cement Association
Research Report MP-102, Skokie, Illinois 1963.
132. Heyd, J. Die Verziige des drehzahlgesteuerten Windsichters, Zement-Kalk-
Gips 11, 1962, p. 484—489.
133. Fuller Company, Catasauqua, Pennsylvania, Bulletin CO-9-3M-11-64.
29—394 449
134. Fuller Company, Catasauqua, Pennsylvania, Bulletin CO-12.
135. Dettmer, P. B. Trends in Design of Large Grinding Mills, Mining
Engineering 4, 1965, p. 57—63, 5, 1965, p. 68—71.
136. Kawasaki Heavy Industries, Ltd., New York and Tokyo, Catalog No.
4821 A, March 1969.
137. Лурье Ю. С. Портландцемент. См. [44].
138. Borner, Н. Noch einmal: Sichter- oder Verbundmtihle, Zement-Kalk-Gips
4, 1956, p. 153—170
139. Keil, F. Zement, Herstellung und Eigenschaften, Springer, Berlin 1971.
140. Bellwinkel, A. Nenzeitliche Mahlaniagen, Zement-Kalk Gips 2, 1959,
p. 41—55.
141. Dettmer, P. B. Trends in the Design of Large Grinding Mills, Mining
Engineering 4, 1965, p. 57—63, 5, 1965, p. 68—71.
141a. The U. S. Cement Industry — An Economic Report, Portland Cement
Association, Skokie, Illinois, October 1974.
142. Schneider, H. Rohmaterial- und Zementmahlung, Zement-Kalk-Gips 2,
1968, p. 63.
142a. Cembueau, Bulletin 1976, No. 59.
143. Pierocki, W. Z„ Czerniachowski, W. A. (Moscow): An Economical Model
of Closed Circuit Grinding and the Intensification of this Process, Cement-
Wapno-Gips 7/8, 1968, p. 201—205, Warsaw (см. также: Черня¬
ховский В. А. О наиболее рациональной схеме помола цемента в
замкнутом цикле. — Научные сообщения НИИцемента, 1968, № 22
(53), с. 16—21).
143а. Веке, В. Fine grinding and agglomeration — Feinmahlung und Agglome¬
ration cement Technology, London, Nov./Dec. 1976,
143b. Веке, В. Grinding body size and hardening of cement MahlkorpergroSe
und Zementerhartung, Cement Technology, London, March/April 1973.
143c. Cleemann, J. Entwicklung der Durchlaufvermahlung—Developments in
open circuit grinding, Zement-Kalk-Gips, Feb. 1972, p. 63—66.
144. Loesche Hartzerkleinerungs- und Zementmaschinen GmbH & Co KG,
Informationsschrift LM 17 — LM 50, Jan. 1974.
145. Hardinge Co., Inc.. York, Pennsylvania, Bulletin No. 17-C.
146. Peter, H. VerschleiS an Zerkleinerungsmaschinen, Aufbereitungs-Technik
8, 1966, p. 505—509.
147. Loesche Hartzerkleinerungs- und Zementmaschinen GmbH & Co KG,
Bulletin 174.
148. Combustion Engineering Handbook, New York 1967, p. 16—18.
148a. Schneider, G. Aufbereitungs-Technik 9, 1971, p. 537—549.
148a.1. Tiggesbaumker, P.. Blasczyk, G. Rohmehlmahlanlagen fur groSe Durch-
satzleistungen — Raw mix grinding plants for large throughputs, Zement-
Kalk-Gips 4, 1975, p. 156—161.
148a.2. Polysius Review No. 11, Possibilities for the dry grinding of raw mate¬
rials for cement manufacture Polysius AG, Neubeckum, W. Germany.
148a.3. Zur Steege u. Janich K. G., Neubeckum, W. Germany, Bulletin.
148b. Fahrenwald, A. B. New Tvpe of Grinding Mill, Rock Products 2, 1951,
p. 93.
148c. Bradley, A. A. Some Principles of Centrifugal Milling, Third European
Symposium on Comminution, Cannes, Oct. 1971, Preprints, Vol. 2, p. 705.
I48d. Technische Entwicklung — Verfahrenstechnik der Badischen Anilin-und
Sodafabriken, Ludwigshafen, Rhein, BRD.
I48e. Vock, F. Moglichkeiten zur spezifischen Leistungssteigerund kontinuier-
licher Dispergiermaschinen nach dem Prinzip der Planeten-Kugelmtihie.
Drittes Europaisches Symposium «Zerkleinern», Cannes, Okt. 1971, Prep¬
rints Vol. 2. p. 725.
148L Physical Sciences Laboratory, Chamber of Mines, South Africa.
148g. Joisel, A. Broyeur a Satellites, Revue des Materiaux de Construction
No. 493, 1956, p. 234—250.
I48h. Centre d’Etudes et de Recherches de Tlndustrie des Liants Hydrauliques,
Paris.
148i. Юткин Jl. А. Электрогидравлический эффект. М.—Л., Машгиз, 1955,
51 с.
148k. Early, Н. С., Dow, W. G. Experimental Studies and Applications of
Explosive Pressures Produced by Sparks in Confined Channels,
Department of Electrical Engineering, University of Michigan, USA,
1960.
149. Wecke-Kaminsky: Zement, Dresden — Leipzig 1950, p. 56.
150. Bauer, W. G. Design Trends in Mechanical Air Separators, Pit and
Quarry 12, 1963, p. 109.
151. Fleck, K. Streu-Windsichter, Zement-Kalk-Gips 11, 1960, p. 501—521.
152. Sturtevant Mil! Company, Boston, Massachussets, Air Separator Opera¬
ting Instructions.
153. Bucchi, R., Pescali, E. Untersuchungen iiber die Arbeitsweise des Zyklon-
Umluftsichters bei der Vermahlung von Zement, Zement-Kalk-Gips 11,
1965, p. 565—573.
154. Neredi, R. Zementmahlung mit Urnlauf, Zement-Kalk-Gips 7, 1964,
p. 302—313.
155. Tanaka, T. Der geschlossene Kreislauf mit normalen Windsichtern, Ze¬
ment-Kalk-Gips 7, 1958, p. 298—304.
156. Gebr. Pfeiffer, Barbarossawerke, Kaiserslautern, BRD.
157. Bucchi, R., Pescali, E. same as reference No. 153.
158. Gebr. Pfeiffer, Kaiserslautern, Windsichter —Separator Type USF/RS3.
159. Christian Pfeiffer, Maschinenfabrik Beckum, W. Germany, Sehriftliche
Mitteilung — written communication.
159a. Janich, H„ J. Der Turbo-Windsichter Typ TSU — ein neuer Umlaufsichter
fiir hohe Leistungen — The turbo separator type TSU, a new high duty
recirculating air separator, Zement-Kalk-Gips Dez. 1969, p. 566—570.
160. Classifier Test Manual, Portl. Cem. Assn., Bull. MRB-53, Chicago 1954.
Universal Road Machinery Co, New York, Bulletin Sturtevant Mill Co.,
Boston, Mass., Air Separator Operating Instructions.
Pit and Quarry, Handbook, 1963.
160a. Leschonski, K. Kennzeichnung einer Trennung, Ullmanns Encyklopadie
der technischen Chemie, Bd. 2, 4. Auflage, p. 35, Verlag Chemie, Wein-
heim 1972.
160b. Merkblatt MT 28 des Vereins Deutscher Zementwerke: Sichteruntersu-
chungen, Diisseldorf 1965.
161. Gotte, A., Engel, O. VDl-Zeitschrift 100, 4, 1958, p. 147—150.
162. Trade Mark, Dorr-Oliver, Inc., Stanford, Connecticut.
163. Dorr-Oliver, Written communication.
163a. Jordan, G. Die Methodik des Mischbettverfahrens und seine Anwendung
in der Zementindustrie, Zement-Kalk-Gips 6, 1968, p. 252—257.
163b. Weddig, H. J. Methoden des Auf- und Abbaues von Schtittguthaiden,
Aufbereitungs-Technik 6, 1971, p. 328—336.
163c. Weislehner, G. Bau und Betrieb einer Mischbettanlage fiir Mergel,
Zement-Kalk-Gips 2, 1971, p. 61—65.
163d. Bemelman, W. Rohmaterialmischbetten. Zement-Kalk-Gips 7, 1966,
p. 300—302.
163e. Buzzi, S. Znsammhang und Einflufi der Vorhomogenisierungsverfahren
auf die Mischungssteuerung der Zementrohmaterialien durch Rontgenfluo-
reszenzanalyse und Digitalrechner, Zement-Kalk-Gips 1, 1969, p. 10—15.
163f. Sillem, H. Rohstoffgewinnung, TiefreiBer, Fahrbrecher, Mischbetten,
Zement-Kalk-Gips 2, 1968, p. 56—62.
163g. Gusek, H., Kleis, B. Erfahrungen beim VergleichmaBigen von Schlacken-
sand, Zement-Kalk-Gips 1, 1973, p. 14—31.
163h. Pohlig-Heckel-Bleichert, Koln, W. Germany:
Reclaiming Scrapers, Bulletin PHB 9-5-132 e.
Bridge Scraper, Bulletin С 13 107 e.
Bulletin PHB С 13 114.
163i. Gustav Schade, Dortmund, W. Germany, Druckschriften: Portalkratzer.
Kratzlader.
29* 451
163j. MIAG, Braunschweig, W. Germany, Homogenization by Miag Reclaiming
Scrapers, Bulletin 126 810.
163k. Hewitt-Robins, Los Angeles, Bed Blending Systems, Bull. BBS-1-5-G-574.
1631. Ameco S. A. Machinery Div. of the Swedish Match Group, Bulletin.
163m. Snow, F. O. Bed Blending Systems in the Cement Industry, 4th Annual
Cement Industry Operations Seminar (Rock Products), December 1—4.
1968, Chicago, Illinois.
163n. Matthews, C. W. Stockpiling of Materials, Rock Products’ Special Publi¬
cation, Chicago, Illinois.
163o. Hasler, R. Influence of Primary Raw Material and Raw Meal Quality on
Layout and Automation, Rock Products 10th International Cement
Industry Seminar, Dec. 8—11, 1974, Chicago, Illinois.
163p. Blatton, B., Brandtner, K. Gegenfiberstellung verschiedener Bauformen
von Mischbettanlagen fur Rohmateriallager in der Zementindustrie —
Comparison of different types of batch-mixing plants for raw material
storing in the cement industry, Aufbereitungs-Technik 11, 1974,
p. 626—629.
163q. Kamm, K- Rohmateriallagerung mit Homogenisiereffekt — Raw material
storing with homogenizing effect, Aufbereitungs-Technik 11, 1974,
p. 620—625.
163r. Reuss, A. Prehomogenization of raw materials in the cement industry,
Cement-Wapno-Gips 12, Warsaw 1970, p. 345—350.
164. Wiegmann, D. Die pneumatische Homogenisierung pulverfSrmiger Stoffe,
Ausbereitungs-Technik 2, 1965, p. 79—83.
165. Grapengiesser, C. J. Eine neuartige Beliiftungseinheit fur beliiftete
Siloboden, Zement-Kalk-Gips 5, 1969, p. 218—221.
166. Fuller Company, Catasauqua, Pennsylvania, Bulletin B-2.
167. Jackson, W. S. Continuous Series Air Blending, Rock Products Cement
Industry Seminar, Chicago 1968, p. 7—22.
168. Klein, H. Betrachtungen fiber diskontinuierliche und kontinuierliche Misch-
und Homogenisierverfahren, Aufbereitungs-Technik 6, 1971, p. 324—327.
Gesetzmafiigkeiten bei der pneumatischen Homogenisierung, Zement-
Kalk-Gips 9, 1962, p. 399—402.
169. Rober, H., Schicker, G. Silikattechnik 6, 1959, p. 307—309.
170. Grabler, G. Verfahren zur kontinuierlichen Homogenisierung von Roh-
mehl in einem Schweizer Zementwerk—Process for continuous homoge¬
nizing of raw mix in a Swiss cement plant, Aufbereitungs-Technik
Nov. 1975, p. 601—604.
171. Veh, P. O. Vom Wesen der Kohlenstaubflamme, Radex-Rundschau,
Vol. 4, 1951, Radenthein, Karnten, Austria.
172. Gumz, W. Kurzes Handbuch der Brennstoff- und Feuerungstechnik, Ber¬
lin 1953.
173. Schack, A. Der industrielle Warmefibergang, Dfisseldorf 1966.
174. Hansen, W. Olfeuerungen, Springer Verlag Berlin—New York 1970.
174a. Walberg, H. S. The application of natural gas for clinker burning,
Cement-Wapno-Gips (Warsaw), No. 11, 1967, p. 331—337 (см. также:
Вальберг Г. С. Природный газ в цементной промышленности. М.,
Госстройиздат, 1962, 172 с; Вальберг Г. С., Мефодовский В. А., Гри-
нер И. К. Интенсификация производства цемента (Обжиг клинкера).
М., Стройиздат, 1971, 145с.).
174b. Bohmke, К. Kohle und Zement, Bauverlag, Wiesbaden 1958, p. 90.
174c. Anselm, W. Der Drehofen, Bauverlag, Wiesbaden 1954, p. 40.
174d. Pillard Olfeuerung GMBH — Rotary Kiln Burner, Bulletin.
175. Clarke, L., Davidson, R. L. Process Engineering Calculations, McGraw-
Hill, New York 1962.
176. Kurdowski, W. Die Modernisierung von NaSdrehofen, Cement-Wapno-
Gips, Warsaw, 7—8, 1964, p. 170—177.
177. Bohman, W. Neigung und Drehzahl von Drehofen, Zement (Berlin) 31,
1942, p. 292.
178. Астафьев К. H. Новый способ повышения проивзодительности вращаю¬
щихся печей. — Промышленность строительных материалов, 1954,
№ 50, с. 4. См. также: Использование газа в цементной промышленно¬
сти. М., Стройиздат, 1960.
179. Sullivan, J. D. Passage of Solid Particles Through Rotary Cylindrical
Kilns, US-Bureau of Mines, Technical Paper No. 384, 1927.
180. Warner, I. Rotary Kiln Loading, Rock Products 5—8—11, 1953.
181. Seaman, W. C. Chemical Engineering Progress 10, 1951, p. 508.
182. Bayard, R. A. Chemical and Metallurgical Engineering 52, 1945, p. 100.
183. Friedman, S. J., Marshall, W. R. Studies in Rotary Drying, Chemical
Engineering Progress 8, 1949, p. 482—493, and 9, 1949, p. 573—588.
184. Барановский В. В., Екимов В. А. Изучение процесса движения материа¬
ла во вращающейся печи спекания глиноземного производства. — Цвет¬
ные металлы, № 6, 1962, с. 56—63. См. также: Ходоров Е. И., Шмор-
гуненко Н. С. Техника спекания шихт глиноземной промышленности.
М., Металлургия, 1978, 320 с.
185. ВорошиловА. П. Современные проблемы сушильной техники. ГОНТИ
НКТП СССР, 1938. См. также: Ворошилов А. П. Барабанный сушиль¬
ный агрегат. Гостехиздат, 1949, 168 с.; Лурье М. Ю. Сушильное дело.
Изд. 3-е, Госэнергоиздат, М., 1948, 711 с.
186. Ходоров Е. И. Движение материала во вращающихся печах. Промстрой¬
издат, 1957, 64 с. См. также: Ходоров Е. И. — Цемент, 1979, № 12:
Мешик А. Ф. — Труды НИИЦемента, 1978, вып. 43; Вердиян М. А.,
Альбаи Б. С., Репин В. П. и др.-—Труды НИИЦемента, 1978, вып. 51;
Чеботарев В. Д. — Цемент, 1979, № 12.
187. Zablotny, W. W. The Movement of the Charge in Rotary Kilns, Przemysl
Chemiczny (Chemical Industry), Warsaw 11, 1964, p. 630—638, also
International Chemical Engineering, April 1965, p. 360—366.
188. Rutle, J. Investigation of Material Transport in Wet Process Rotary Kilns
by Radio Isotops, Pit and Quarry 7, 1955, p. 120—136.
189. Allis-Chalmers, Milwaukee, Wisconsin, Bulletin No. 22 В 1212.
;90. Vaillant, A. Rotary Kiln Power Calculation, Minerals Processing (Chica¬
go) 2, 1967, p. 24—25.
191. Beigel, B. Abdichtungen fur Drehofen, Zement-Kalk-Gips 5, 1971,
p. 208—215.
191a. Xeller, H., Johnk, H. Oberwacluing, planmaBige Wartung und vorbeugende
Instandhaltung bei Laufringen — Inspection, scheduled service, and pre¬
ventive maintenance of rotary kiln tires, Zement-Kalk-Gips Dez. 1976,
p. 557—564.
191b. F. L. Smidth and Co. A/S, Copenhagen, Dry Process Kilns, Bulletin
No. 1033E.
192. Stanoch, W. Drehofenbrenner fur Kohlenstaub, Cement-Wapno-Gips
(Warsaw) 6, 1972, p. 161—165.
192a. Ruhland, W. Tiber die Lange von Kohlenstaubflammen in Drehofen, Beton-
Verlag GMBH, Diisseldorf 1965.
193. Coen Company, Combustion Engineers, Burlingame, California, Bulletin.
194. Astrosonics Co., Inc., Syosett, Long Island, New York.
195. Gudkow, L W., Wolkonski, B. W. (Moscow). The Advantage of the Dry
Production Method, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 1, 1969, p. 12—15
(см. также: Гудков Л. В., Кузнецов Б. Б., Михайлов В. В. Резервы
снижения энергозатрат в цементной промышленности. М., Стройиздат,
1971. 93 с.; Волконский Б. В., Лойко Л. М., Лянгузов К- В., Мо¬
роз И. К. Производство цемента по сухому способу. М., Стройиздат,
1971, 204 с.).
196. Budnikoff, P. P., Azelickaja, R. D. (Moscow): The Influence of Raw Mix
Preparation on the Quality of the Resulting Cement, Cement-Wapno-Gips
(Warsaw) 11, 1964, p. 285—289. (см. также: Азелицкая P. Д. Исследо¬
вание процессов обжига и твердения щелочесодержащих цементов.
Автореф. докт. дисс., Новочеркасск, политехи, ин-т, Новочеркасск,
1966).
197. Duda, W. Н. ProzeSrechner und Rontgenfluoreszenzanalyse als Hilfsmittel
fur die Proportionierung von Zementrohstoffen, Tonindustrie Zeitung und
Keramische Rundschau (Goslar, BRD) 9, 1969, p. 309—314.
453
198. Voigtlander, О. Eine Gegeniiberstellung der Wirtschaftlichkeit der beiden
Aufbereitungsverfahren der Zementindustrie, Silikattechnisch (Berlin) 6,
1955, p. 255—260,
199. Rosa, J. (Prague). Comparative Analysis of the Dry and Wet Cement
Production Method. Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 9—10, 1967,
p. 298—308.
200. Coulson, D. C. How to Figure Rotary Kiln Capacity, Rock Products 4,
1962, p. 115—119.
201. Martin, G. Chemical Engineering and Thermodynamics Applied to the
Cement Rotary Kiln, London 1932.
202. Ходоров E. И. Печи цементной промышленности, ч. I. Промстройиздат,
1950. Есть изд. 2-е: Л., Стройиздат, 1968, 456 с.
203. Legrand, J. Quantite de poussiere emporteets par la ga^ traversant un
cylindre rotatif, Revue Materiaux Construction No. 544, p. 23—29.
204. Anselm, W. Modellahnlichkeitsbetrachtungen von Drehofen, Zement-Kalk-
Gips 11, 1954, p. 427.
205. Астанский Л. Ю., Люсов A. H. Полное освоение мощностей—основа
увеличения производства цемента. — Цемент, 1965, № 4, с. 1—3,
206. Jacob, К. Die Lange der NaSdrehofen und ihr EinfluB auf den spezifischen
KHnkerdurchsatz, den spezifischen Warmeaufwand und den Warmebela-
stungsgrad, Silikattechnik (Berlin) 9, 1957, p. 451—460.
207. Schumacher, C. P. Thinning Slurries, Nonmetallic Minerals Processing 12,
1962, p. 22—24 (Chicago).
208. Water Content of Slurry Reduced by Additives, Abstract, Cement and
Lime Manufacture (London) 7, 1961, p. 57—58.
209. Romig, J., Kester, B. Control Slurry Viscosity with Additive, Rock Pro¬
ducts 5, 1953, p. 64—67.
210. Nowak, E., Poleszak, J. Slurry Thinners, Cement-Wapno-Gips (Warsaw)
3, p. 76—88.
211. Szygocki, A., Stark, Z. Influence of Sodium sulfite on the Viscosity of
Slurry, Cement-Wapno-Gips (Warsaw) 7, 1961, p. 241.
212. Herabsetzung des Wassergehaltes im Bohschlamm, Referat, Zement-Kalk-
Gips 6, 1953, p. 346.
213. Die Viskositat von Rohschlamm, Referat, Zement-Kalk-Gips 7, 1954,
p. 185.
214. Utley, H. F. Carbon Dioxide Gas Used to Thin Slurry, Pit and Quarry
(Chicago) 7, 1960, p. 191—193.
215. Magasrevy, J. Verfliissigung von Zementrohschlamm bei Mahlung im
gesehlossenen Kreislauf, Zement-Kalk-Gips 1, 1957, p. 12.
216. Гугин В. И., Кевеш П. Д. Понижение влажности шлама.—Цемент,
1936, № 10, с. 13—18.
217. Campbell Chain Company, Pennsylvania, Technical Information Bulletin
151.
218. Feiser, C. F. Chains, Minerals Processing (Chicago) 5, 1964, p. 20—22.
219. DeBeus, A. J. Mind Your Chain Dollar, Minerals Processing (Chicago)
10, 1967, p. 12—17.
220. Bennet, Ch. S. Chain Experience in Wet Process Kilns, Minerals Proce¬
ssing 10, 1967, p. 18—19.
221. Feiser, C. F. Comments on Kiln Chain Developments in the Cement
Industry, Minerals Processing 9, 1967, p. 11—13.
222. DeBeus, A. J., Narzymski, G. J. Design of Kiln Chain Systems, Rock
Products 5, 1966, p. 77—80 and 156.
223. Drayton, W. E. Know Your Kiln’s Chain System, Rock Products 5, 1972.
p. 88—89 and 126.
224. Mieshik, A. F., Chochlow, W. K. (Moscow): Intensification of the Clinker
Burning Procedure in High Capacity Wet Process Rotary Kilns, Cement-
Wapno-Gips (Warsaw) 11, 1967, p. 325—331 (см. также Me-
шик А. Ф. Методика расчета винтовой гирляндной цепной завесы для
вращающихся печей мокрого способа производства цементного клин¬
кера. М., НИИЦемент, 1963, 33 с.; Хохлов В. К., Штеермаи В. А. Пу¬
454
1
ти совершенствования обжига клинкера в цементной промышленности
(Обзор). М., ЦНИИТЭстром, 1966, 52 с.).
225. Tonry, R. J. Heat Transfer Systems for Dry Process Kilns in Cement
Manufacturing, Pit and Quarry (Chicago) 7, 1961, p. 151—154.
226. Goldin, M. L. Rotary Kiln Chain Systems Design Calculations, Cement-
Wapno-Gips 11, 1956, p. 253—254.
227. Washington Chain and Supply Company, Seattle, Wash., Kiln Chain
Bulletin.
228. Dersnah, W. R. Chain System Installations in Cement Kilns, Pit and
Quarry 11, 1956, p. 94—104 and 12, p. 118—122.
229. Esco Corporation, Portland, Oregon, Kiln Chain and Accessories, Catalog
614.
230. Lashar, W. Maintenance of Kiln Chain, Minerals Processing 9, 1966,
p. 19—21.
231. Ludera, L. Utilization of Rotary Kiln Exit Gases, Cement-Wapno-Gips 4,
1963, p. 97—102.
231a. Shukla, К. K. Designing of Chain Systems for Wet Process Kilns, Cement
No. 2, January 1975, Quarterly Journal of the Cement Manufacturers'
Association, Bombay, India, p. 2.
232. Лурье Ю. С. Портландцемент. См. [44].
232а. Duda, W. Н. Simultaneous Production of Cement Clinker and Sulfuric
Acid, Minerals Processing 8, 1966, p. 10—13, 26, Chicago, Illinois.
232b. Weber, P. Abwarmeausnutzung bei Trockendrehofen, Zement-Kalk-Gips
5, 1967, p. 214—221.
Huckauf, H.: Abwarmeverwertung bei Zementdrehofen, Silikattechnik 3,
1966, p. 69—75.
233. Ziegler, E. Stand der Zement-Brennverfahren, Zement-Kalk-Gips 12, 1971,
p. 543—553.
234. К)нг В. H., Бутт Ю. М., Журавлев В. Ф., Окороков С. Д. Технология
вяжущих веществ, см. [20]. Временные инструктивные указания по
применению водяного охлаждения корпуса зоны спекания вращаю¬
щихся печей на цементных заводах. Под ред. Ф. Г. Банита. М., Пром-
стройиздат, 1952, 54 с.
234а. Niemeyer, Е. A. Umstellung des Zementwerks Lagerdorf von NaS- auf
das HalbnaSverfahren, Zement-Kalk-Gips 1, 1975, p. 1—17.
234b. Hochdahl.O. Erste Betriebsergebnisse einer 3300 t/d- Produktionslinie mit
Lepolofen im Werk Lagerdorf] Zement-Kalk-Gips 1, 1975, p. 18—28.
235. Bohman, R. Neuere Rohmeh Ivor warmer fur Drehofen, Zement-Kalk-Gips
12, 1965, p. 625—630.
236. Zurakowski, S. Design Parameters of Cyclonic Heat Exchangers, Prze-
mysl Chemiczny (Chemical Industry) 8, 1957, p. 474—479, Warsaw.
237. Masin, M. Present Burning Procedure of Portland Clinker, Stavivo 3,
1966, p. 88—91, Publishers of Technical Literature, Prague, Czechoslo¬
vakia.
237a. KHD Industrieanlagen AG, Written communication.
238. Vogel, R., Schwerdtfeger, I. SchluBfolgerungen aus thermischen Wirkungs-
graden von Schwebegaswarmetauschern, Zement-Kalk-Gips 3, 1968,
p. 120—123.
239. Lurje, J. S. Portlandsky Cement, Prague 1963, p. 183.
240. KHD Industrieanlagen AG, Referenzliste Nr. 3643, 2.72.H.
KHD Industrieanlagen Ref. Nr. HD-4431.
241. Warmebilanz nach (Heat balance according to) ■.
Klockner-Humboldt-Deutz Ref. Nr. HD-4431.
242. Schroth, G. A. Suspension Preheater System Consumes Less Fuel, Rock
Products, 5, 1972, p. 70—74.
243. Methods and Procedures Used in Identifying Reactive Materials in
Concrete, ASTM Proceedings, Vol. 48, 1948, Philadelphia, Pa. USA.
244. Bosshart, R. A. J. Alkali-Reaktionen des Zuschlags im Beton, Zement-
Kalk-Gips 3, 1958, p. 100—108.
245. Goes, С., Keil, F. Ober das Verhalten der Alkalien beim Zementbrennen,
Tonindustrie-Zeitung und Keramische Rundschau 6, 1960, p. 125—133.
246. Mussgnug, G. Beitrag zur Alkalifrage in Schwebegaswarmetauscherofen,
Zement-Kalk-Gips 5, 1962, p. 197—204.
247. Weber, P. Alkaliprobleme und Alkalibeseitigung in warmesparenden Tro-
ckendrehofen, Zement-Kalk-Gips 8, 1964, p. 335—344.
248. Kessler, В. E. Developments of Low-Alkali Processes in Portland Cement,
Annual Meeting of American Institute of Mining Engineers 1963, 345 E.
47th Street, New York, N. Y.
249. Sprung, S. Das Verhalten des Schwefels beim Brennen von Zementklin-
ker, Schriftenreihe der Zement-industrie, Vol. 31, 1964, Beton-Verlag
GMBH, Dilsseldorf.
250. Calcium Chloride in the Manufacture of Low-Alkali Portland Cement,
Solvay Technical Service Report No. 10.61, Syracuse, New York, 1961.
251. Kapoor, G. K. Flash calcining emphasizes burning zone approach, Rock
Products May 1975, p. 101—104.
251a. Warshawsky, J. Conversion of existing kilns to flash calciners 17th
IEEE-Cement Industry Technical Conference, Montreal, Canada, May
5—8, 1975.
251b. Fuller Company Catasauqua, Pa. USA, Written communication — schrift-
liche Mitteilung.
251c. Warshawsky, J., Porter, E. S. Experience with a kiln bypass in a flash
calciner system — Erfahrungen mit einer Bypassanlage in einem Vorkal-
zinatorsystem, Paper presented at the VDZ-Internationa Cement Con¬
gress, Dilsseldorf, W. Germany September 1977.
252. Goes, C., Keil, F. Ober das Verhalten der Alkalien beim Zementbrennen,
Tonindustrie-Zeitung und Keramische Rundschau (Goslar) 6, 1960,
p. 125—133.
252a. Ritzmann, H. Kreislaufe in Drehofensystemen — Cyclic phenomena in
rotary kiln systems, Zement-Kalk-Gips 8, 1971, p. 338—343.
253. Schlauch, R. G.
1. Method for the Production of Hydraulic Cement, US-Patent
No. 3,043,703 (1962).
2. Apparatus for the Production of Hydraulic Cement, US-Patent
No. 3,198,247 (1965).
254. Rechmeier, H. Der ffinfstufige Warmetauscherofen zum Brennen von
Klinker aus Kalkstein und Olschiefer, Zement-Kalk-Gips 6, 1970, p. 249—
253.
255. Itashiki, C., Shijoya, Y. (Japan). Drei Jahre Betriebserfahrungen mit
einem 4000 t Warmetauscherofen. VDZ-KongreS 1971, Kongrefibericht
p. 116—121, Bauverlag Wiesbaden.
255a. Bfihler-Miag Braunschweig, W. Germany, Schriftliche Mitteilung — writ¬
ten communication.
255b. Rossner, P. Der Stand det Entwicklung des Trockenverfahrens nach dem
Prinzip des VEB Zementanlagenbau, Dessau — Present state and de¬
velopment of the dry production process according to the principle of
the VEB/ZAB Co., Dessau, Silikattechnik 24, 1973, 7., p. 231—234.
255c. Huckauf, H. Zum Stand der Forschungstatigkeit am ZAB-Vorwarmer
und SchiuSfolgerungen ffir dessen Weiterentwicklung — Research activity
on the ZAB-preheater and conclusions to its further development, Sili¬
kattechnik 24, 1973, 8/9, p. 262—264.
255d. Schulze, J., Schwerdtfeger, J. Beurteilung der inneren Vorgange im ZAB-
Vorwarmer ffir das Zementtrockenverfahren— Assessment of the inter¬
nal processes of the ZAB-preheater for the dry process cement manu¬
facture, Zement-Kalk-Gips Feb. 1975, p. 72—75.
255e. Morgenstern, W. Untersuchungsergebnisse von Dreh-ofenanlagen nach
dem Trockenverfahren—Examination results of rotary kiens for the dry
production process, Internationale Tagung ffir Baustoffe und Silikate —
International conference on construction materials and silicates, Weimar
1973, Vol. 3, p. 67—74.
255f. Rossner, P., Feige, F. Schlegel, R. Die Erweiterung des Zementwerkes
Karsdorf um vier Produktionsanlagen nach dem Trockenverfahren—
Extension of the Karsdorf cement plant by four dry process production
lines, Zement-Kalk-Gips Marz 1974, p, 118—123.
255g. Danowski, W., Kieser, J. Chemische Reaktionen im ZAB-Vorwarmer bei
hoher Alkalibelastung — Chemical reactions inside the ZAB-preheater un¬
der high alkali load, Zement-Kalk-Gips Feb. 1975, p. 68—71.
255h. Danowski, W., Strobel, U. Alkalibelastbarkeitsuntersuchungen in Tro-
kenbrennanlagen — Investigating alkali loads in dry process burning in¬
stallations, Zement-Kalk-Gips 10/1976, p. 458—462.
255i. Locher, F. W., Sprung, S., Opitz, D. Reaktionen im Bereich der Ofengase,
Kreislaufe usw.— Reactions associated with kiln gases, cyclic processes,
etc. Zement-Kalk-Gips 1/1972, p. 1 —12.
255j. Norbom, H. R. Wet or dry processes kilns for new installations — Na8-
oder Trockenofen fiir Neubauten, Rock Products 5/1974, p. 92.
255k. Ritzmann, H. How to keep alkalies from stealing preheater efficiency,
Rock Products 2/1974, p. 66.
V , V /
2551. Pospisilova, B., Pospisil, Z. Alkali problems in rotary kilns with raw
mix preheaters — Akaliprobleme in Warmetauscherofen, Stavivo/Pra-
gue/1967, p. 46.
255m. Schlfiter, H. Verfahren zur Reduzierung von Alkali- und Chlorkreislaufen
in Rohmehl WT-Oefen — Reduction of alkali and chlorine cycles in sus¬
pension preheater kilns., Zement-Kalk-Gips 1/1972, p. 20—22.
256. Krupp Bulletin Nr. MS 920 d 046930.
257. Krupp GMBH, Rheinhausen, W. Germany, Written communication.
258. Czechoslovak Heavy Industry (Bulletin) No. 2, 1968, Prague.
259. Zacpal, Z., Filous, J. Entwicklung des Gegenstrom-Schachtaustauschers,
System Prerov Machinery, Zement-Kalk-Gips 5, 1971, p. 195—203.
259a. Outline of IHI-SF Cement Clinker Burning Process, Bulletin, Ishikawaji-
ma-Karima Heavy Industries Co., Ltd., Tokyo, Japan, 1973.
259b. Cement Clinker Burning System with MFC, Bulletin, Mitsubishi Mining
and Cement Company, Ltd., Tokyo, Japan, 1973.
259c. Look Japan (Newspaper), Tokyo, Japan, April 10, 1973, p. 10—II.
259d. Helming, B. Written communication.
259e. Ritzmann, H. The precalcining process of Polysius, Polysius Review, No¬
vember 1974, Neubeckum, W. Germany.
259f. Prerovske Strojlrny n. p. — Prerov Engineering Works, Czechoslovakia,
Written communication — sehriftliche Mitteilung.
259g. Industrieanlagen AG Humboldt-Wedag, Das Pyroclon-System von Hum-
boldt-Wedag, The Pyroclon-system of Humboldt-Wedag, Humboldt-We¬
dag Bulletin No. 6064.
259h. Herchenbach, H. Modern dry process cement burning with precalcining in
the preheater. World Cement Technology, jan./febr., 1977, p. 11—15.
259i. Kawasaki Heavy Industries, Tokyo, Japan, Written communication.
260. Keil, F. Revue Mater. Constr. Trav. Publ. 503/504, 262, 1957.
261. Standard Method of Test for Autoclave Expansion of Portland Cement,
ASTM Des. С 151-54.
American Standards Association ASA No. A 1.8—1954.
American Association State Highway Officials Standard A.A.S.H.O,
No. T-107-54.
262. Duda, W. H. Portland Cement Clinker Burning, Minerals Processing
(Chicago) 8, 1967, p. 16—18.
263. Lea, F. M. The Chemistry of Cement and Concrete, Edward Arnold Pub¬
lishers London 1970, p. 150.
264. Petzold, A. Chemie und Technologie der Bindemittel, Freiberg/S a.
(DDR) 1960, p. 95.
265. Grzymek, J. Die Beeinflussung der Alitbildung im Portlandzementklin-
ker, Silikattechnik 10, 1959, p. 81—86.
265a. Herchenbach, H. Survey of the methods of cement clinker cooling,
IEEE-Cement Industry Technical Conference, May 16—19, 1977, Omaha,
Nebraska.
266. Steinbiss, E. Stand und Entwicklung der Klinkerkfihler, Zement-Kalk-
Gips 11, 1972, p. 519—529.
266a. Kwech, L. Betriebserfahrungen mit einem Rohrkiihler und erste Betriebs-
ergebnisse mit einem g-Kflhler fur je 2000 t/d, Zement-Kalk-Gips 9, 1974,
p. 405—414.
266b. Kuhle, W. Der Rohrkiihler, ein optimaler Klinkerkfihler, Zement-Kalk-
Gips 9, 1974, p. 423—429.
266c. Herchenbach, H. Langjahrige Betriebserfahrungen an einem 2000 t/d
Rohrkiihler, Symposium Cement Technology, April, 18—19, 1977, Rio de
Janeiro.
267. The Development of F. L. Smidth and Co., Cement Technology (Lon¬
don) 1—2, 1973, p. 14—19.
268. Meedom, H. Der neue Unax-Kfihler, VDZ-KongreB 1971, KongreBbericht,
p. 129—132, Bauverlag Wiesbaden.
269. Enkegaard, T. The Modern Planetary Cooler, Cement Technology (Lon¬
don) 3, 1972, p. 45.
269a. Jepsen, O. L. Zementfestigkeiten und ihre Beziehung zur Kfihlgeschwin-
digkeit und Kfihlertype—Cement strengths and their relation to cooling
rate and cooler type, Zement-Kalk-Gips 2/1976, p. 62—64.
269b. Sylla, H.-M. Einflufi der Klinkerkfihlung auf Erstarren und Festigkeit
von Zement—Effect of clinker cooling on the setting and strength of ce¬
ment, Zement-Kalk-Gips 9/1975, p. 357—362.
270. Steinbiss, E. Stand und Entwicklung der Klinkerkfihler, Zement-Kalk-
Gips 11, 1972, p. 519—529.
270a. Bohman, W. Schriftliche Mitteilung — Written communication.
270b. Diirr, M. Auslegung und Konstruktion von Drehofen mit Planetenkfih-
lern — Design and construction of rotary kilns with planetary coolers,
Polysius Review Nov. 1973, p. 16—23, Polysius AG, 4723 Neubeckum,
W. Germany
271. Dick, C. J., Schlauch, R. G. A Look at Large Size Clinker Cooler Opera¬
tions, The Fuller Engineer Vol. 17, No. 3, Fuller Company, Catasauqua,
Pa.
272. Fuller Company, Catasauqua, Pa., Bulletin CO-11.
272a. Polysius AG., Neubeckum, Serif tliche Mitteilung.
273. Bade, E. Ein neuer Klinker-Gegenstromkfihler zur Verbesserung der
Warmewirtschaft des Drehofenprozesses, Walther-Beratherm-Mitteiiun-
gen 2, 1969.
274. Walther-Beratherm GMBH, Koln, W. Germany, Written communication.
275. Ludera, L. Some Problems Concerning Rotary Kiln Linings, Cement-
Wapno-Gips 5, 1967, p. 126—134.
276. Mettler, H. Die Deformation des Zementdrehofens, Dissertation, Techni-
sche Hochschule Aachen (Technical University Aachen), 1968.
277. Nikander, B. Gesichtspunkte zur Haltbarkeit des Futters in Zementdreh¬
ofen, Radex-Rundschau 7, 1957, p. 861—867, Osterreichisch-Amerikani-
sche Magnesit A. G., Radenthein, Karnten, Austria.
278. Refractory for Rotary Kilns, Bulletin, Kaiser Refractories and Chemicals,
Kaiser Center, Oakland, California.
279. Dana, E. S. A Textbook of Mineralogy, Wiley and Sons, New York 1953,
p. 492 [есть рус. перев. с изд. 1932 г.: Дана Э. С. Описательная мине¬
ралогия (Справочник). Под ред. А. Е. Ферсмана и О. М. Шубнико-
вой. Л. —М., ОНТИ, 1937, 423 с.].
Список дополнительной литературы1
1. Акунов В. И. Струйные мельницы. М., Машиностроение, Изд. 2-е, 1967,
263 с.
2. Андреев С. Е., Товаров В. В., Перов В. А. Закономерности измельчения и
исчисление характеристик гранулометрического состава. М., Металлург-
издат, 1959, 437 с.
3. Банит Ф. Г., Крижановский Г. С., Якубович Б. И. Эксплуатация, ремонт
и монтаж оборудования промышленности строительных материалов. М.,
Стройиздат, 1971, 368 с.
4. Бауман В. А., Стрельцов В. А., Косарев А. И., Слуцкер А. С. Роторные
дробилки. М., Машиностроение, 1973, 271 с.
5. Брюханов О. Н., Мартыщенко Л. Ф. Шнмельфениг В. А. Использование
газа в цементной промышленности. Л„ Недра, 1968, 167 с.
6. Данюшевский С. И., Егоров Г. Б., Белов JI. В., Никифоров Ю. В. Основы
технологии приготовления портландцементных сырьевых смесей. Л.,
Стройиздат, 1971, 182 с.
7. Дешко Ю. И., Креймер М. Б., Крыхтин Г. С. Измельчение материалов
в цементной промышленности. Изд. 2-е, М., Стройиздат, 1966, 271 с.
8. Колобаев Е. Н., Розанов Е. К.. Стояновский А. И., Шепелев Н. Н. Дости¬
жения науки и техники в цементном машиностроении. Обзор.
ЦНИИТЭстром. М., 1975, 49 с.
9. Контроль цементного производства. Под ред. А. Ф. Семендяева. Изд.
3-е, Л., Стройиздат, т. 1, 1972, 280 с., т. 2, 1974, 304 с.
10. Копелиович В. М. Экономичное использование мазута в цементной про¬
мышленности. Обзор. ВНИИЭСМ, М., 1977, 49 с.
11. Краткий справочник технолога цементного завода. Под ред. И. В. Крав¬
ченко, Т. Г. Мешик. М., Стройиздат, 1974, 304 с.
12. Лямин В. Н., Соболь В. Ф. Перспективы развития и технического совер¬
шенствования оборудования для производства цемента. Обзор.
ЦНИИЭстром, М., 1974, 41 с.
13. Машины и оборудование для производства цемента. Каталог-справочник.
ЦНИИТЭстром. М., 1978, 137 с. (см. также М., 1975, 75 с.).
14. Несвижский О. А., Дешко Ю. И. Справочник механика цементного заво¬
да. М., Стройиздат, 1977, 331 с.
15. Нормы технологического проектирования и технико-экономические пока¬
затели цементных заводов. Изд. 2-е, Л., 1975, 129 с.
16. Пироцкий В. 3. Состояние и направление развития техники измельчения
и интенсификации процессов помола цемента. Обзор. ВНИИЭСМ., М.,
1973, 65 с.
17. Равич М. Б. Топливо. М., Наука, 1972, 216 с. Топливо и эффективность
его использования. М., Наука, 1971, 358 с. Поверхностное беспламенное
горение. Изд. 3-е, М.—Л., Изд. АН СССР, 1949, 355 с.
18. Силенок С. Г., Гризак Ю. С., Лысенко В. Д., Нефедов Д. Е. Механическое
оборудование для производства вяжущих строительных материалов. М.,
Машиностроение, 1969, 391 с.
19. Справочник по проектированию цементных заводов. Под ред. С. И. Да-
нюшевского. Л., Стройна да т, 1969, 240 с.
20 Яковчик Г. С. Анализ развития цементного машиностроения за рубежом.
Обзор. ЦНИИТЭстром, М., 1969, 78 с.
• Добавлен редактором перевода. Включает лишь основные отечествен¬
ные работы монографического, справочного и обзорного характера.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие редактора перевода 5
Предисловие ко второму изданию 7
Предисловие автора 7
Предисловие издательства 8
1. Сырье 8
1.1. Карбонатные породы 8
1.2. Глинистые породы 10
1.3. Корректирующие добавки 12
1.4. Дополнительные компоненты сырьевой смеси 12
1.5. Минералогический состав портландцементного клинкера 16
1.6. Расчетный минералогический состав клинкера 18
1.7. Модули цемента 20
1.8. Формулы для определения содержания извести 22
1.9. Прочие модули 25
2. Расчет состава сырьевой смеси 25
2.1. Перекрестный способ расчета 26
2.2. Расчет по заданному значению гидравлического модуля 26
2.3. Расчет по заданному значению коэффициента насыщения из- 28
вестью
2.4. Расчет по заданным значениям коэффициента насыщения из- 29
вестью и силикатного модуля
2.5. Расчет количества присаживающейся угольной золы 32
2.6. Расчет сырьевой смеси, состоящей из четырех компонентов 37
2.7. Расчет сырьевой смеси по заданному содержанию минералов 37
в клинкере
2.8. Содержание оксидов и расчетный минералогический состав 42
клинкера
3. Первичное дробление сырья 44
3.1. Классификация дробильного оборудования и способов дроб- 44
ления
3.2. Степень измельчения 45
3.3. Образование поверхности и затраты энергии 46
3.4. Выбор размеров дробилки 47
3.5. Щековые дробилки 47
3.6. Конусные дробилки 56
3.7. Дробилки с крутым профилем 57
3.8. Короткоконусные дробилки (дробилки Саймонса) 63
3.9. Валковые дробилки 65
3.10. Молотковые дробилки 68
3.11. Дробилки ударно-отражательного действия 75
3.12. Комбинированные дробилки ударно-отражательного действия 82
3.13. Ударно-отражательные молотковые дробилки t 83
3.14. Первичное дробление в карьере 85
4. Сушка сырьевых материалов 87
4.1. Противоточиые сушильные барабаны 88
4.2. Прямоточные сушильные барабаны 88
4.3. Выбор сушильного барабана 88
4.4. Виды влаги, содержащейся в сырьевых материалах 89
4.5. Теплообмен 89
4.6. Температура газов 90
4.7. Потери напора 91
4.8. Внутрибарабанные устройства 91
4.9. Степень заполнения сушильного барабана 92
460
Стр.
4.10. Удельный расход тепла 92
4.11. Тепловой баланс сушильного барабана 93
4.12. Удельный паросъем ' 93
4.13. Производительность сушильных барабанов 93
4.14. Топливо 95
4.15. Перемещение материалов в сушильном барабане 96
4.16. Совмещение сушки сырья с помолом 96
4.17. Совмещение сушки и вторичного дробления сырья 107
4.18. Сушильно-помольная установка 108
4.19. Сушилка-мельница 110
4.20. Мельница «Доппельротатор» 114
4.21. Расход энергии в различных сушильно-помольных системах 115
4.22. Пылеулавливание при сушке 117
5. Помол при производстве цемента 119
5.1. Критическая частота вращения мельницы 119
5.2. Угол подъема мелющих шаров 121
5.3. Распределение мелющих тел в поперечном сечении мельницы 121
5.4. Число соударений мелющих шаров за один оборот 122
5.5. Число соударений шаров с размалываемым материалом 122
5.6. Коэффициент заполнения мельницы мелющими телами 122
5.7. Общее количество мелющих тел 123
5.8. Указания по загрузке мельниц 124
5.9. Мелющая загрузка и степень заполнения размалываемым ма- 125
тер налом
5.10. Расчет коэффициента заполнения мельниц мелющими телами 125
5.11. Формулы для расчета размеров мелющих шаров 127
6. Удельный расход энергии 130
6.1. Индекс размалываемости по Хардгроуву 131
6.2. Формула Старка 132
6.3. Мощность, потребляемая мельницами 132
6.4. Удельная поверхность и размер частиц (для формулы Бонда) 134
6.5. Пересчет расхода энергии для помола в открытом цикле 134
6.6. Производительность шаровых мельниц 135
6.7. Затраты энергии в различных помольных установках 139
7. Мелющие шары 139
7.1. Параметры мелющих шаров 139
7.2. Химический состав материала мелющих шаров 140
7.3. Твердость мелющих шаров из легированной закаленной стали 140
7.4. Износ металла при помоле 141
7.5. Скорость износа мелющих шаров 14!
7.6. Измельчение с помощью сплава «Нихард» 142
7.7. Линейная скорость износа хромомолибденовых сталей 143
8. Приводы мельниц 147
8.1. Конструкции центральных приводов 147
8.2. Конструкции периодических приводов с зубчатыми венцами 154
8.3. Безредукторный привод трубных мельниц 155
9. Оптимальные размеры корпуса мельницы 159
9.1. Толщина корпуса мельницы 160
9.2. Нормы на размеры мельниц 160
9.3. Днища мельниц . 161
9.4. Подшипники мельниц 161
9.5. Охлаждение подшипников трубных мельниц 163
9.6. Форма поверхности броневых плит мельниц 164
461
Стр.
9.7. Крепление броневых плит 166
9.8. Межкамерные перегородки 167
9.9. Живое сечение перегородок 169
9.10. Подпорные кольца 170
9.11. Продолжительность нахождения размалываемого материала 171
в трубных мельницах
9.12. Запуск новых мельниц в эксплуатацию 172
10. Помол цемента 172
10.1. Удельная поверхность по Вагнеру и Блейну 174
10.2. Интенсификаторы помола 175
10.3. Налипание на мелющие тела 176
10.4. Влияние химического и минералогического состава на разма- 177
лываемость
10.5. Влияние влажности иа процесс помола 179
10.6. Выделение тепла при помоле 180
10.7. Охлаждение цемента в процессе помола 182
11. Удельный объем мельницы и потребляемая мощность 192
11.1. Соотношение L/D трубных мельниц и потребляемая мощность 192
11.2. Диаметр трубных мельниц и мощность привода 193
11.3. Капитальные затраты на трубные мельницы 194
11.4. Технические характеристики помольных установок 194
11.5. Размеры японских трубных мельниц 199
11.6. Технические характеристики некоторых цементных мельниц, 200
выпускаемых в СССР и ГДР (помол в открытом цикле)
12. Помол в замкнутом цикле 200
12.1. Сравнение производительности мельниц 204
12.2. Площадь, занимаемая помольными установками 204
12.3. Сравнение мельниц, работающих в открытом и замкнутом 205
циклах
12.4. Тонкий помол с помощью малых мелющих тел 206
13. Роликовые мельницы 207
13.1. Валковые мельницы Лёше 208
13.2. Шаровые кольцевые мельницы 211
13.3 Пружинная роликовая мельница Раймонда 213
13.4. Валковая мельница системы MPS 216
13.5. Роликовые мельницы фирмы «Полизиус» 218
13.6. Запорные устройства газопроводов 220
14. Способы помола, находящиеся в стадии разработки 222
14.1. Планетарная шаровая мельница 222
14.2. Дробление с помощью электрических разрядов 225
15. Воздушные сепараторы 226
15.1. Соотношение размеров обычных воздушных сепараторов 229
15.2. Размеры воздушных сепараторов 230
15.3. Удельные энергозатраты на воздушную сепарацию 231
15.4. Воздушные сепараторы с контролируемой частотой вращения 231
крыльчатки
15.5. Размеры и производительность сепараторов с контролируе- 232
мой частотой вращения
15.6. Количество циркулирующего материала и тонкость помола це- 234
мента
15.7. Производительность воздушного сепаратора и тонкость помо- 242
ла цемента
462
Стр.
15.8. Формулы для расчета воздушных сепараторов 243
15.9. Расход воздуха в сепараторе 247
16. Мокрый помол в замкнутом цикле 248
16.1. Примеры работы сит DSM 250
16.2. Система помола с применением сит DSM 250
16.3. Эксплуатация сит DSM 250
16.4. Цементный сырьевой шлам (физические характеристики) 253
17. Предварительная гомогенизация 253
18. Пневматическая гомогенизация сырьевой муки 259
18.1. Система фирмы «Фуллер» 260
18.2 Система фирмы «Полизиус» 263
18.3. Способ усреднения полосами (объединения SKET/ZAB, ГДР) 264
18.4. Гейзерный способ усреднения 264
18.5. Способы Мёллера (фирма «йоханнес Мёллер», Гамбург,ФРГ) 264
18.6. Система с центральной камерой (IBAU, Гамбург, ФРГ) 267
18.7. Способ гомогенизации в силосе со смесительной камерой 270
(фирма «Клаудиус Петерс», Гамбург, ФРГ)
19. Топливо в цементной промышленности 274
19.1. Твердое топливо (уголь) 277
19.2. Жидкое топливо (мазут) 289
19.3. Газообразное топливо (природный газ) 299
20. Вращающиеся печи 305
20.1. Типы вращающихся печей 307
20.2. Сжигание топлива во вращающейся печи 324
20.3. Способы подготовки материала к обжигу во вращающихся 331
печах
20.4. Обезвоживание сырьевого шлама 337
20.5. Длинные вращающиеся печи сухого способа производства 347
20.6. Охлаждение корпуса вращающейся печи 351
20.7. Охлаждение отходящих газов вращающихся печей 353
20.8. Печь «Леполь» 355
21. Суспензионные теплообменники 358
21.1. Первый патент на циклонный теплообменник 358
21.2. Циклонный теплообменник фирмы «Гумбольдт» 358
21.3. Циклонные теплообменники в СССР 363
21.4. Удельный расход тепла и расход электроэнергии 363
21.5. Тепловой баланс 364
21.6. Теплообменники с байпасной системой 365
21.7. Двух- и пятиступенчатые циклонные теплообменники 370
21.8. Теплообменники различных систем 372
21.9. Суспензионные теплообменники с кальцинаторами 381
22. Охлаждение клинкера 408
22.1. Скорость охлаждения клинкера 408
22.2. Влияние охлаждения клинкера на постоянство объема це- 408
мента
22.3. Влияние охлаждения на химическую стойкость цемента 409
22.4. Влияние охлаждения на размалываемость клинкера 410
23. Клинкерные холодильники 410
23.1. Барабанные холодильники 412
463
Стр.
23.2. Планетарные (рекуператорные) холодильники старой конст- 414
рукции
23.3. Планетарные холодильники новой конструкции 415
23.4. Колосниковые холодильники (фирмы «Фуллер») 424
23.5. Колосниковые холодильники других типов 430
23.6. Шахтные холодильники 440
Приложение 443
Список литературы 444
Список дополнительной литературы 459
Вальтер Г. Дуда
ЦЕМЕНТ
Редакция переводных изданий
Зав. редакцией М. В. Перевалюк
Редактор Т. В. Рютина
Мл. редактор Е. А. Дубченко
Технический редактор Т. М. Кан
Корректоры А. В. Федина, Т. Г. Бросалина
ИБ № 2484
Сдано в набор 29.05.80 Подписано в печать 27.08.80 Формат 60X90!/i6 д. л.
Бумага типографская № 1 Гарнитура «Литературная». Печать высокая. Уел.
печ. л. 29 Печ. л. 29 Уч-изд. л. 30,94 Тираж 6000 экз. Изд. № AVI—8378
Зак. № 394. Цена 2 р. 40 к.
Стройиздат, 101442, Москва, Каляевская, 23а.
Владимирская типография «Союзполиграфпрома»
при Государственном комитете СССР по делам
издательств, полиграфии и книжной торговли.
600000, г. Владимир, Октябрьский проспект, д. 7
ОПЕЧАТКИ
Страница
Строка
Напечатано
Следует читать
127
4-я сверху
999
969
(табл. 5.10.3)
3-я сверху
9515,7
515,7
276
2-я сверху
372 фунта
327 фунтов
(табл. 19.2)
299
2-я снизу
с*н8+
Ся+
333
12-я снизу
300 ккал
1300 ккал