книги / Производство керамзита

дящих газах; тягомером для определения разряжения у холодного конца печи; расходомерами первичного воз­ духа; тягомером и манометром для определения стати­ ческого давления воздуха, подаваемого в печь дутьевым вентилятором; манометрами для измерения давления газообразного и жидкого топлива; радиационным пиро­ метром для определения температуры в зоне вспучива­ ния; часами, установленными у головки печи; уровнеме­ рами и контактными термометрами для определения сте­ пени наполнения бачков и повышении сверх нормы тем­ пературы форсуночного горючего; термометрами, указы­ вающими температуру масла в подшипниках редукторов печей.

Вся основная контрольно-измерительная аппаратура монтируется или ее показатели выводятся на специаль­ ный щит у головки печи.

3.6. Теплотехнические расчеты и тепловая экономичность вращающейся печи

Производительность вращающейся печи при нор­ мальном режиме обжига керамзита зависит от ее раз­ меров, главным образом, от диаметра наклона, частоты вращения, коэффициента заполнения печи, мощности тя­ говых устройств, коэффициента вспучивания сырья, тем­ пературы и времени, необходимых для тепловой подго­ товки и вспучивания данного материала, влажности за­ гружаемого полуфабриката, количества сжигаемого топ­ лива и т. д.

Производительность же вращающейся печи данных размеров при нормализации и равенстве всех других указанных параметров в основном определяется ее теп­ ловой мощностью, измеряемой количеством условного топлива, которое может быть сожжено в ней в тече­ ние 1 ч, и удельным расходом топлива на 1 кг керамзи­ та. При этом чем больше может быть сожжено топлива в печи при нормальных условиях ее работы, а также чем меньше расход топлива на обжиг 1 кг керамзита, тем выше производительность печи. Для данных размеров вращающейся печи и заданной ее производительности тепловая мощность, а следовательно, объем топочного пространства и длина зоны горения, в основном его определяющая, должны быть "полне определенными.

При укорочении факела горения тепловую мощность можно сохранить лишь за счет повышения температуры факела горения, что приведет к концентрированному нагреву материала и футеровки на узком отрезке длины печи и свариванию керамзита. Удлинение факела горе­ ния при сохранении его температуры и прежней загруз- ,ки приводит к повышению тепловой мощности печи, из­ менениям в распределении зон печи, нарушению кривой обжига керамзита и может иметь следствием прежде­ временный пережог материала в керамический черепок до его вспучивания на керамзит.

Тепловая мощность печи определяется произведением объема топочного пространства на его тепловое напря­ жение, выражаемое, например, в тоннах условного топ­ лива, сжигаемого в 1 м3 топочного объема в 1 ч.

Нами установлено, что чем больше коэффициент вспучивания сырья и меньше плотность получаемого ке­ рамзита, тем больше по объему выход готовой продук­ ции и выше производительность теплового агрегата. Следует, однако, заметить, что такая прямо пропорцио- , нальная зависимость наблюдается лишь при производ­ стве особо легкого и легкого керамзита, используемого в основном для теплоизоляции и стеновых ограждающих конструкций. При производстве же керамзита повышен­ ных плотности и прочности для конструктивных, особен­ но высокопрочных легких бетонов из сырья с малым коэффициентом вспучивания производительность тепло­ вого агрегата и экономика производства в решающей степени зависят от температуры, скорости обжига и ко­ эффициента заполнения печи, который может быть по­ вышен при этом в несколько раз.

Для наиболее эффективного использования теплоты и выполнения условий, обеспечивающих обжиг керам­ зита по специфической кривой (см. рис. 33), зона вспу­ чивания должна располагаться в пределах зоны горения топлива и развития максимальных температур факела. При этом эффективное вспучивание достигается тогда, когда скорость продвижения материала тесно взаимо­ связана с длиной зоны горения и обеспечивается требуе­ мая длительность пребывания материала при температу­ ре его вспучивания.

Коэффициент заполнения печи на действующих ке­ рамзитовых предприятиях, составляющий обычно 4— 6 % ее сечения, должен строго соответствовать тепловой

мощности печи. При перегрузке печи материалом, так же как и при недогрузке, нельзя достигнуть требуемой кривой обжига керамзита.

Увеличение производительности печи за счет сжига­ ния большего количества топлива должно сопровож­ даться эквивалентным увеличением пространства, где материалнаиболее интенсивно поглощает теплоту. Это пространство можно увеличить либо путем увеличения толщины слоя материала, либо за счет распространения пламени на более длинный участок печи. Первое может быть рекомендовано лишь при использовании примерно однородного по размерам полуфабриката без примеси мелких фракций. Если полуфабрикат содержит наряду с б'олее крупными большое количество мелких фракций, то мелкие препятствуют перемешиванию и перекатыва­ нию крупных фракций, а также закрывают их от непо­ средственного воздействия лучистого тепла. Кроме того, совместный обжиг крупных и мелких фракций приводит к пережогу одних, недожогу других и свариванию мате­ риала в целом.

При ограниченных возможностях изменения факела горения теплопередачу улучшают, увеличивая до извест­ ного предела частоту вращения печи в сочетании с мень­ шим шагом, следствием чего будет лучшее перемешива­ ние материала и увеличение частоты появления отдель­ ных гранул на поверхности слоя загрузки, а также в ме­ стах соприкосновения с раскаленной футеровкой.

При выборе размеров печи руководствуются главным образом двумя факторами: задаваемой производитель­ ностью печи и влажностью исходного полуфабриката. Чем суше полуфабрикат, подаваемый в печь, тем более короткой может быть вращающаяся печь, и наоборот, чем выше задаваемая производительность печи, тем больших размеров должен быть ее диаметр при надле­ жащем соблюдении соотношения между длиной и диа­ метром.

Производительность печи как транспортирующего ап­ парата, по £. И. Ходорову, определяется формулой

Vm*=* я£ 21<р60/(4/),

где VM— объемная производительность печи, м3/ч (по насыпному объему); D внутренний Диаметр печи, м; L — длина печи, м; Ф— коэффициент заполнения печи материалом; /-—время пребыва­ ния материала в печи, мин;

t= 0,308£(v+24)IDni,

здесь n —число оборотов печи, мин; i —угол наклона печи, град? v — угол естественного откоса материала, %.

Достаточных данных для вычисления действительной производительности различных по размеру вращающих­ ся печей, работающих на разнотипном керамзитовом сырье, все еще нет.

' Значительный опыт по применению и уточнению раз­ личных эмпирических формул для определения произво­ дительности различных по размеру вращающихся печей, работающих на различном сырье, накоплен в цементной промышленности. Вместе с тем наиболее часто исполь­ зуют метод определения производительности вращаю ­ щихся печей по формуле А. Н. Иванова, учитывающий тепловую мощность теплового агрегата и удельный рас­ ход топлива на обжиг данного материала

Важнейшее достоинство формулы А. Н. Иванова со­ стоит в том, что она как бы суммирует и обобщает мно­ жество причин, влияющих на производительность печи в простейшем выражении соотношения трех решающих взаимозависимых факторов. Кроме того, она нормирует производительность печи в весовых единицах, что согла­ суется с нормированием теплопотребления. При необхо­ димости значения производительности печи могут быть переведены в объемные единицы путем деления на на­ сыпную плотность керамзита.

В среднем тепловая мощность вращающейся печи Q, кДж/ч, по А. Н. Иванову, составит

<2=1,тмо«.

Тогда формула А. Н. Иванова для расчета производи­ тельности вращающихся печей G, кг/ч, принимает вид

G =l,lD M 09/<72.

где q%— удельный расход теплоты на обжиг, кДж/кг, или (в м3/ч)

G==l,m9-10e/(9apH),

где ря — насыпная плотность материала, кг/м3.

Тепловой баланс двухбарабанной вращающейся печи'. ТеплоЕые балансы печн позволяют оценить достоинства и недостатки

1 Выполнен во ВНИИстроме канд. техн. наук В. Е. Гиндиной.

Теплотехнического оборудования и эффективность его использова­ ния. При этом полезно выявить возможные показатели работы вращающихся печей при оптимальных условиях, сопоставить их с данными работы действующих печей и наметить пути рационали­ зации режима обжига керамзита.

При правильной организации работы печи выдерживаются сле­ дующие условия: часовая производительность печи равна расчет­ ной; сжигание необходимого для обжига керамзита топлива про­ изводится при расчетном коэффициенте избытка воздуха; теплота отходящих из печи газов используется для сушки и подогрева сырца перед обжигом (физически связанная и свободная вода при этом полностью удаляется за счет указанной теплоты, а темпера­ тура отходящих газов не превышает 250 °С); теплота остывающего керамзита используется для подогрева первичного и вторичного воздуха, поступающего в печь для сжигания топлива.

Отклонения от рационального режима работы печи: недостаточ­ ное использование теплоты отходящих из печи газов для сушки и подогрева материала, обусловленное, как правило, несовершен­ ством конструкции обжигового агрегата (однобарабанных печей), температура отходящих газов при этом 400—700 °С; существенное превышение коэффициента избытка воздуха сверх расчетного; недо­ статочное использование теплоты остывающего керамзита для подо­ грева воздуха, поступающего в печь; отклонение часовой произво­ дительности печи от расчетной.

Исходные данные для теплотехнического расчета двухбарабан­ ной печи:

1.Способ производства — пластический.

2.Формовочная влажность сырца №=25 %.

3.Топливо — природный газ Саратовского месторождения с эле­

ментарным составом, %: СН4 — 94, С2Нб— 1,2, С3Н8 — 9,7, С4Н10 —

10. Производительность двухбарабанной печи 200 тыс. м3 в год или 24,8 м3/ч, или 12 400 кг/ч при насыпной плотности рн= 500 кг/м3.

И. Безвозвратный пылеунос и технологические потери сырья *=3%.

12.Уклон печи 3,5 %.

13.Температура воздуха 15 °С.

14.Температура сырья 10 °С.

Расчет горения топлива. 1. Теоретический расход сухого возду­ ха Ко = 9,51 нм3/нм3 газа.

2. Выход продуктов сгорания топлива при коэффициенте из­ бытка воздуха д = 1

V'c0, =0,01 (СН4+2С2Н€+ЗС3Н8+4С4Н10+5СбН12+СО2) = = 1,013 нм3/нм3 газа;

^н,о = 0,01 (2СН4+ЗС2Нб+4С3Н8+5С4Н10+бС5Н12)

=1,976 нм3/нм3 газа;

=0,79l/0+0,08iV= 0,79-9,51+0,08-3,3=7,764 нм3/нм3 газа.

Общий выход топочных газов при а=1.

V?.о= 10,753 нм3/нм3 газа, или 10,753хт нм3/кг.

3. Фактическая температура горения при температуре вспучи­ вания /=1180°С должна составлять /Ф0.г= 1230 °С.

Теоретическая температура горения при избытке воздуха tTr= = /фгЛ1, где т] — пирометрический коэффициент печи, учитывающий теплообмен между газом и материалом и потери теплоты в зоне горения через корпус печи; для вращающейся печи т] = 0,9. Тогда /тг= 1230/0,9= 1365 °С.

Теоретическая температура горения находится по формуле

ср — средняя теплоемкость продуктов сгорания.

Из этого соотношения находим требуемый коэффициент избыт­

Расчет материального баланса производства керамзита. 1. Удель­ ный расход сырца

0,5 = [(100— 25)/100] - [(100 —8)/100]-[(100 —3)/100] =

= 0,746 т/м \

или 0,746/0,5=1,492 кг/кг керамзита. 2. Удельный расход сухого сырца

Gс с = Gс = (100- W)1100= 1,492*0,75=1,12 кг/кг.

3. Выход физической влаги из сырья

g£,o = Gc — °С = 1*492— 1,12 = 0,372 кг/кг,

или

VH,0 - °н,о/Рн,о = 0.372/0,805 = 0,462 нм*/кг,

где рНз0 — плотность водяных паров.

4.Выход химически связанной воды

=0,0035-А1,0,-С?£ = 0,0035-22-1,12 = 0,0862 кг/кг; KHi0 = 0,0862/0,865 = 0,107 нм*/кг.

5.Общее количество испаряемой влаги

ltGHao = с н,о + с н,о»

GHa0 *= 0,458 кг/кг; КНа0 -■=0,569 нм3/кг.

6. Выход С02 или СаС03 и MgC03, содержащихся в глине. Количество содержащегося в глине СаСОз:

°СаСОй= Са° с’ 100/5G - 3,6 96.

Количество С02 из СаС03:

G°с = СаОс/56=1,12- 2/56= 0,04 кг/кг. Количество содержащегося в глине MgC03:

GMgco3= MgOc-84,32/40,32 = 2-84,32/40,32 - 4,18 96 .

Количество С02 из MgC03:

или

GccMgOc • 84,32/ (100• 40,32) =

= 1,12-2-84,32/(100-40,32) = 0,0466 кг/кг.

5. Приход теплоты в результате охлаждения химически связан­ ной влаги от 450 °С

<?Пв =0,0862-0,364-450= 14,1 ккал/кг, или 5922 кДж/кг. Общий приход теплоты

2Qn= 306,89 ккал/кг, или 1289 кДж/кг.

Тепловой эффект керамзитообразования Qk.o=2Qp—2Qn==215,ll ккал/кг, или 903,46 кДж/кг.

Расчет потерь теплоты в окружающую среду. Потери теплоты в окружающую среду можно рассчитать по следующей формуле:

П(* !-* » )/

0,с l/a i + Ъ/Х + 1/а, ’

где tj и t2— температура соответственно газовой среды и окру­ жающего воздуха; f — удельная поверхность теплопередачи, / = =jtDL/G, здесь D и L— диаметр и длина корпуса печи; G — про­ изводительность печи, кг/ч; ai — коэффициент теплоотдачи от газо­ вой среды к футеровке; а2— коэффициент теплоотдачи от корпуса

ной футеровки, принимаем 6= 0,2 м.

Для определения конвективной составляющей коэффициента теплоотдачи от газов к футеровке ак пользуемся критериальным уравнением для конвективного теплообмена в трубах:

вокружающую среду для каждой из зон установки.

I. Зона вспучивания. Принимаем ориентировочные размеры ба­ рабана 4,5-24 м, среднюю температуру корпуса печи /К=200°С.

Средняя температура газовой среды tcj! =1000°С, а футеровки —

850 °С.

Для средней температуры газов основные физические пара­

=68,7 ккал/кг, или 288,54 кДж/кг.

II. Зона испарения. Принимаем ориентировочно размеры зоны

Тогда Re=4,87-104, Re°«8=5670, Nu=119,

a K= 2,44 ккал/(м2-ч-°С), или 2,84 Вт/(м-°С); а и = 9,12 ккал/(м2-ч-°С), или 10,6 Вт/(м-°С);

а1= а и+ак = 11,56 ккал/(м2-ч*°С), или 1,88 Вт/(м-°С), а2=9,7 ккал/(м2-ч-°С), или 11,28 Вт/(м.°С), /=0,0114 м2*ч/кг,

(400 — 15) *0,0114

Qo.c~ 1/11,56 + 0,2/0,7 + 1/9,7 “ =*9,2 ккал/кг, или 38,64 кДж/кг.

III. Зона подогрева. Принимаем ориентировочно размеры зоны 3X15 м, среднюю температуру корпуса печи— 150°С, температуру газов —700 °С, футеровки — 550 °С.

v = 11,49-10-5 м2/с, Ят = 0,0573 ккал/(м2-ч-°С), или 0,066 Вт/(м-°С).

Средняя скорость газов wr= 1,4 м/с, / = 0,114 м2-ч/кг, Rc= = 2,56-104, Re0*8=3390, Nu= 71,2,

ак= 1,95 ккал/(м2-ч-°С), или 2,26 Вт/(м2-°С);