pdf.php@id=6178

1 — вибрирующая решетка; 2 — крыльчатка; 3 — система подачи воздуха в I и III зону с добавкой пара, T = 348±5К, Q = 1100±50 м3/ч; 4 — сис­ тема подачи воздуха во II и IV зону, T = 388±5К, Q = 1200150 м3/ч; 5 — вибратор; 6 — привод крыльчатки

в реальном технологическом процессе переработки время суш­ ки может быть достигнуто в пределах 10...15 минут, что суще­ ственно ниже, чем в СШТС (60...90 минут). Однако, несмотря на радикальное улучшение основного параметра процесса, рассматриваемый метод в данном аппаратурном оформлении для нового технологического процесса не может быть принят по следующим соображениям:

—при времени сушки до 15 минут и производительности около 1000 кг/ч загрузка аппарата достигает 250 кг, что в слу­ чае загорания на новых гетерогенных топливах может привес­ ти к переходу горения во взрыв;

—вследствие трудности регенерации воздуха, содержащего пары нитроглицерина, КПД аппарата по энергозатратам со­ ставляет всего 5...7%, что исключает возможность применения

внастоящее время такого аппарата;

—увеличение действующих сил сушки (градиентов влагосодержания и температуры) приводит к повышению неодно­ родности распределения влаги в конечном продукте и готовых

изделиях.

2 8 1

Таблица 26

Результаты испытаний сушилки КСВР-4 в производственных условиях

Расчеты и экспериментальные исследования по дальней­ шей интенсификации процесса за счет увеличения коэффици­ ента теплоотдачи (а) от теплоносителя к материалу показали,

a время сушки сокращенно до 5...7 минут. Однако КПД при этом падает до 1...2%, что исключает возможность использова­ ния данного направления.

Итак, проведенные исследования процессов вальцевания и сушки показали, что на пути усовершенствования данных методов в традиционном варианте может быть достигнут толь­ ко эффект рационализации без кардинального решения выше­ названных задач. Поэтому усилия были направлены на поиск нетрадиционных технических решений, дающих возможность создать технологию переработки новых топлив, отвечающую требованиям безопасности, качества и экономичности с энер­ гетической точки зрения.

4.3.2.3 Основные теоретические принципы построения новой технологии

При разработке новой технологии были использованы ре­ зультаты исследований, которые в конструктивном плане мож­ но свести к нескольким важным положениям:

—с целью ускорения процесса сушки и поворота вектора термодиффузии влаги в направлении влагопереноса необходи­ мо иметь тепловыделение внутри высушиваемого материала (диссипативное рассеяние, СВЧ-электрический нагрев);

—из двух практически возможных для использования ис­ точников энергии (химический не рассматривается вследствие трудности управления им при высоком уровне тепловыделе­ ний) предпочтителен диссипативный, поскольку в силовом механическом поле (давление, сдвиг) одновременно и интен­ сивно протекает процесс пластификации;

—для обеспечения безопасности процесса интенсивно­ стью диссипативного нагрева необходимо управлять. При этом течение массы должно быть организовано таким обра­ зом, чтобы и значение тепловыделений в единицу времени,

иинтегральная энергия не привели к критическому разогреву пороха;

—процесс сушки должен проводиться в максимально бла­ гоприятных условиях с точки зрения массообмена с окружаю­ щей средой. Наиболее оптимальным условием является вакуум

283

не только вследствие повышения градиента парциальных дав­ лений паров воды на границе порох — окружающая среда, но и по причине перевода испарения влаги в режим кипения. Это приведет не только к снижению времени сушки, но и к существующему повышению КПД вследствие сокращения теплопотерь.

Таким образом, технологическую основу аппарата, выпол­ няющего операции пластификации и сушки, должны состав­ лять дозированный подвод диссипативной энергии и сушка в вакууме.

При выборе типа аппарата для обеспечения безопасности

искорости процесса учитывались следующие соображения:

—процесс течения топливной массы должен осуществ­ ляться при скоростях сдвига на один — два порядка ниже, чем на вальцах, с тем, чтобы обеспечить управление процес­ сом подвода энергии и исключить возможность бесконтроль­ ных скачков температуры выше критической;

—дозу подводимой энергии за один цикл необходимо ре­ гулировать в нужных пределах и рассчитывать, исходя из пре­ дельного уровня температур, обеспечивающих безопасность процесса (383...393 К);

—конструкция аппарата должна обеспечить сушку в ва­

кууме.

Данные требования в наибольшей степени с наименьшими конструктивными трудностями выполняются на шнековых прессах.

Разработку аппарата предваряло решение нескольких тео­ ретических задач:

—расчет дозы (порции) диссипативной энергии в каждом цикле нагрев — сушка;

—расчет количества зон (циклов) нагрева и сушки;

—разработка конструкции зоны нагрева с обеспечением рычагов управления уровнем диссипативной энергии;

—экспериментальное уточнение параметров вакуумной сушки применительно к условиям в экструзионном аппарате.

Итак, пластифицирующий сушильный шнек-пресс должен иметь несколько зон нагрева и вакуумной сушки.

Общая потребная энергия с учетом КПД процесса рассчи­ тывается как сумма энергий, необходимых для испарения во­ ды и однократного нагрева массы от начальной до конечной температуры (вход в шнек-пресс и выход из него).

2 8 4

КПД процесса испарения определяется как отношение энергии испарения влаги к общей энергии, включающей, кро­ ме того, теплопотери. Динамическая энергия напора массы, расходуемая на продавливание через фильеру перед вакуумной зоной, реализуется в виде диссипативной как полезная энер­ гия.

где М — масса топлива, кг; см — теплоемкость топлива, Дж/кг-К; AW — количество испаряемой влаги, %; г — удель­ ная теплота испарения воды, Дж/кг; с„ — удельная теплоем­ кость воды, Дж/кг-К; ДТ„ — разность температур испарения воды и начальной температуры топлива; к — коэффициент те­ плопередачи от топлива к окружающей среде в вакуумной зо­ не, Дж/м К; АТ3 — разница температур (средняя) в вакуумной зоне, К; S — поверхность теплообмена в вакуумной зоне, м2; te, пв — соответственно время нахождения массы в вакуумной зоне и количество вакуумных зон.

Удельные энергозатраты на тонну топлива при испарении 3,5% влаги, КПД процесса 0,6 и разнице АТ начальной и ко­ нечной температур 40 К (353...313 К) составляют около 200 МДж. Доза энергии одного цикла определяется исходя из ус­ ловия нагрева массы от начальной температуры до максималь­ но возможной (с 333 до 383 К) и составляет около 65 МДж/т.

Количество зон диссипативного нагрева равно

Наиболее сложным для решения в инженерном плане яв­ ляется обеспечение дозированного диссипативного нагрева массы. Поскольку диссипативная энергия реализуется в виде тепла вследствие сдвиговых процессов, ее величина определя­ ется уровнем скорости сдвига и временем, при котором про­ исходит течение с данной интенсивностью. Нагрев массы оп­ ределяется как интегральной величиной этой энергии, так и теплопотерями в окружающую среду:

<«■«">

285

где Qm , Qmn — тепло, разогревающее массу в канале винта,

щимися по каналу скоростью сдвига и напряжением сдвига. Для инженерного решения примем допущения:

—скорость сдвига по длине канала не изменяется;

—напряжение сдвига в связи с тем, что влага из закры­ той части канала не удаляется, по длине канала не изменяет­ ся;

—вязкие свойства пороховой массы определяются сле­ дующим выражением т^кт"

Интенсивность обратного потока массы в канале, характе­

ризующего величину скорости сдвига, определяется суммой трех компонент:

—интенсивностью сжатия (коэффициентом сжатия), ха­ рактеризуемой скоростью уменьшения сечения канала винта;

—степенью снижения удельной производительности, оп­ ределяющей величину скорости сдвига вследствие «недопитки» пресса;

—величиной обратного потока в канале, вызванного про­ тиводавлением со стороны фильеры, внешним трением массы по поверхности винта и втулки и составляющей давления ре­ борды на массу по направлению вращения винта.

где усж, y0 , уд/, — соответственно вышеперечисленные компо­ ненты скорости сдвига.

Первые две компоненты суть скорость изменения относи­ тельного линейного размера элемента деформируемой массы вследствие сжатия канала винта и падения удельной произво­ дительности:

где к сж= —^ ---- коэффициент сжатия, характеризующий сте-

^кон

пень изменения сечения канала винта; t — время нахождения массы в зоне деформаций (в напорной зоне).

Надо заметить, что полученное конечное выражение спра­ ведливо для винта с равномерным изменением сечения кана-

d S

ла, т. е. ---- = const.

286

Вторая компонента определится аналогичным образом че­ рез коэффициент производительности:

где Vp, Уф— соответственно расчетная и фактическая удельная производительность (объемная); кпр — коэффициент произво­ дительности, характеризующий отношение фактической удель­ ной производительности к расчетной; t — время нахождения в зоне деформации.

Заметим, что под расчетной производительностью понима­ ется так называемая геометрическая производительность, рас­ считываемая из условия движения массы как гайки по винту, т. е. без сдвига слоев.

Скорость сдвига, вызванную силовым воздействием на по­ ток массы при ее течении в канале винта, определим в соот­

Как видно, скорость сдвига для конусного винта является функцией многих параметров, включая и реологические хаг рактеристики массы, и изменяется как по глубине канала (у), так и по его длине (2).

Для определения интегральной диссипативной энергии за время одного цикла нагрева используем выражение (4.113) и работу [115]:

287

(1+1

/I +

(4.114)

где 9,8*10~2 — переводной коэффициент из кгс-см/с в Дж;

ты давлений по оси канала и оси пресса; 5 — зазор между ре­ бордами винта и втулкой корпуса пресса; t — время деформа­ ции массы.

Строго говоря, в выражении последние два члена являются функцией осевой координаты Z и их нужно было бы опреде­ лять как интеграл по оси канала. Поэтому данное выражение может быть использовано только для ориентировочных инже­ нерных расчетов.

Анализ диссипативного разогрева, проведенный в соответ­ ствии с выражением (4.114), показал, что в шнековом прессе возможен разогрев на 40...60 К дозой в 50...75 Дж, однако для этого в конструкции пресса необходимо выполнить ряд требо­ ваний:

—степень сжатия должна быть в пределах 1,8...2,0;

—коэффициент производительности — не более 0,5;

—винт должен быть достаточно глубоким (для повыше­ ния удельного веса третьей компоненты — уЛР);

—время нахождения массы в зоне сдвиговых деформаций

взависимости от различных условий целесообразно назначать

впределах 15...25 с, что предполагает наличие сравнительно длинной напорной зоны (около 1.5...2 шагов). Это в свою очередь требует достаточно высокого сопротивления на выходе из напорной зоны (15...25 МПа).

Поскольку интенсивность удельных тепловыделений и уро­ вень дозы диссипативной энергии определяются в основном реологией топливной массы и геометрическими параметрами канала винта, управление степенью разогрева массы в широ­ ких пределах маловероятно. Проведенные расчеты показали, что с этой целью могут быть использованы два технологиче-

288

ских параметра, которые можно изменять в достаточно широ­ ких границах:

— удельная производительность пресса за счет изменения скорости вращения винта при одной и той же общей произ­ водительности (коэффициент производительности изменять

впределах 0,3 — 0,8);

—сопротивление фильеры, установленной на выходе из зоны диссипативного нагрева за счет температуры теплоноси­ теля.

Интегрально это позволит изменять температуру в пределах 15.. .20 К (в режиме нормальной работы), что, очевидно, дос­ таточно для практических целей.

Скорость процесса влагоудаления в зоне вакуумной сушки зависит кроме температуры массы, определяемой степенью диссипативного разогрева в предыдущей зоне, от глубины ва­ куума и физического состояния массы в этой зоне (размера частиц полуфабриката, выходящих из фильеры и их пористо­ сти).

Для оптимизации процесса сушки была исследована кине­ тика процесса влагоудаления в различных условиях.

Работа проводилась на лабораторной установке с использо­ ванием предварительно полученного порохового полуфабрика­ та и непосредственно в процессе формования порохового шнура.

Лабораторная установка включала несколько герметичных бюксов, обогреваемых водно-глицериновой смесью до темпе­ ратуры 383 К и подсоединенных к вакуум-насосу. Исследова­ ния проводились при остаточном давлении 5000...40000 Па и времени вакуумирования 5...120 с. Время достижения задан­ ного разрежения не превышало 0,5 с. Плотность образцов из­ менялась в пределах 1400...1600 кг/м3 (пористость — 15.. .0.5%), толщина свода — (1,3...5,0)-10-3 м. При работе ис­ пользовались как штатные, так и новые топлива (НМФ-2Д, ВИК-2Д, РАМ, РБФ, БП-10, СПУ).

На рис. 140, 141 представлены графики зависимости влаж­ ности полуфабриката от толщины элемента при различных временах сушки под вакуумом, на рис. 142, 143 — аналогич­ ные графики функций влажность — плотность полуфабриката. Очевидно, чем меньше размер полуфабриката и его плотность, тем выше скорость сушки. С этой точки зрения при организа­ ции производственного процесса и то, и другое должно мак­ симально снижаться, однако необходимо учитывать альтерна-

289

w, %

Рис. 140. Зависимость конечной влажности от размера полуфабриката (со­ став РБФ, р = 1,4 г/см3, T = 383К, Рост = 5,3 КПа) для времени суш­ ки:

Рис. 141. Зависимость скорости сушки от влажности для полуфабриката (состав РБФ, р = 1,4 г/см3, T = 383К, Р ^ = 5,3 КПа) с геометриче­ скими размерами:

1 — 1,6 мм; 2 — 2,7 мм; 3 — 3,4 мм; 4 — 4,6 мм

290