Разработка камеры смешивания с радиальным вводом газовых струй в пневматических сушилках хлористого калия тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.17.08, кандидат наук Селиверстов Артем Александрович

• Селиверстов Артем Александрович
• кандидат наук
• 2015

Оглавление диссертации кандидат наук Селиверстов Артем Александрович

Выводы к главе

ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ КАМЕРЫ

СМЕШИВАНИЯ ПНЕВМАТИЧЕСКОЙ СУШИЛКИ

2.1 Взаимодействие струй с однофазным поперечным потоком

2.2 Взаимодействие струй с двухфазным поперечным потоком

2.3 Моделирование средствами вычислительной гидродинамики

2.4 Конструктивное оформление камер смешивания газовзвеси и теплоносителя

2.5 Уравнение движения частицы при взаимодействии с радиальной струёй

2.6 Изучение траектории частиц

Выводы к главе

ГЛАВА 3. ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ РАДИАЛЬНЫХ СТРУЙ С ВОСХОДЯЩИМИ ПОТОКАМИ ГАЗА И ГАЗОВЗВЕСИ

3.1 Методика обработки результатов экспериментов

3.2 Исследование взаимодействия встречных тандемных струй с поперечным потоком газа в плоском канале

3.3 Исследование взаимодействия радиальных струй с аксиальным потоком газа в цилиндрическом канале

3.4 CFD-моделирование смешивания радиальных струй с аксиальным потоком газа

3.5 Исследование взаимодействия радиальных струй с восходящим потоком газовзвеси

3.6 Разработка методики расчёта камеры смешивания пневматической сушилки

Выводы к главе

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ АДГЕЗИИ ХЛОРИСТОГО КАЛИЯ

4.1 Методика исследования адгезии KCl

4.2 Анализ результатов исследования адгезии KCl

Выводы к главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ, ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

СПИСОК ОБОЗНАЧЕНИЙ И УСЛОВНЫХ СОКРАЩЕНИЙ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

СПИСОК ИЛЛЮСТРАТИВНОГО МАТЕРИАЛА

ПРИЛОЖЕНИЕ

Приложение А. Контурные эпюры температур потока в цилиндрической

пневмотрубе

Приложение Б. CFD-моделирование движения частиц материала в

цилиндрической пневмотрубе

Приложение В. Контурные эпюры температур потока в конической

пневмотрубе

Приложение Г. CFD-моделирование движения частиц материала в конической

пневмотрубе

Приложение Д. Контурные эпюры температур потока и моделирование движения частиц материала в конической пневмотрубе

Приложение Е. Экспериментальные данные по потерям давления газового

потока в плоском смесителе

Приложение Ж. Экспериментальные данные по потерям давления при взаимодействии радиальных газовых струй с аксиальным

потоком газа

Приложение З. Контурные эпюры скоростей при смешивании изотермических

потоков (^тв^вых = 0,686, Fвх/Fвых = 0,336)

Приложение И. Контурные эпюры статических давлений при смешивании изотермических потоков (F^/F^ = 0,686, F^/F^ = 0,336) . 146 Приложение К. Экспериментальные данные по потерям давления при взаимодействии радиальных газовых струй с восходящим

потоком газовзвеси

Приложение Л. Фотографии поверхности образцов KCl и пластин после

отрыва

Приложение М. Акты внедрения результатов исследования

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка камеры смешивания с радиальным вводом газовых струй в пневматических сушилках хлористого калия»

ВВЕДЕНИЕ

Сушка широко применяется в химической промышленности. Она используется либо на начальном этапе производства - в ходе подготовки исходного сырья, либо на завершающем - при получении готовой продукции. Большое количество подлежащих высушиванию материалов и их специфические свойства определяют различные способы сушки и многообразие конструкций сушильных аппаратов.

В многотоннажных производствах минерального сырья наибольшее распространение получила конвективная сушка. К таким производствам относится и производство хлористого калия (KCl) - основного вида калийных удобрений, как в нашей стране, так и за рубежом. Учитывая большую производительность сушилок для KCl, которая достигает 100-150 т/ч и более, а также повышенную склонность материала к налипанию, решающее значение для обеспечения надёжности производства имеет стабильная работа сушильных аппаратов.

Налипание KCl на рабочие поверхности сушилок приводит к снижению производительности оборудования и увеличению расхода топлива, а остановки для механической чистки связаны с длительными простоями и применением тяжёлого ручного труда. Проблема налипания наиболее остро проявляется в пневматических трубах-сушилках, что сдерживает более широкое распространение этих наиболее простых и достаточно надёжных аппаратов в калийной промышленности.

Ранее проблему налипания в трубах-сушилках пытались решить путём частичного совершенствования отдельных узлов, не затрагивая принципиальных основ их работы. Несмотря на определённый положительный эффект, эти мероприятия не позволили в полной мере устранить данный недостаток.

Одной из основных причин сложившегося положения, по нашему мнению, являются неблагоприятные гидродинамические условия в зоне смешивания высушиваемого материала и горячего теплоносителя. В этой зоне на разгонном участке движения частиц испаряется большая часть влаги, и именно здесь отме-

чается максимальный эффект налипания. Другим немаловажным фактором является слабая изученность адгезионно-когезионных свойств технического KCl в условиях сушки.

Преодоление указанных трудностей возможно за счёт ввода в поток газовзвеси радиальных струй теплоносителя, препятствующих контакту высушиваемых частиц с внутренними стенками пневмотрубы, а также поддержания определённых температурных условий, учитывающих адгезионные свойства KCl при взаимодействии с материалом стенок.

Цель исследований.

Разработать конструкцию камеры смешивания пневматической сушилки, методику её расчёта и гидродинамический режим ввода струй теплоносителя, исключающий налипание частиц хлористого калия на внутренние поверхности аппарата.

Для достижения поставленной цели решались следующие научные, технологические и инженерные задачи:

- изучение характера распределения частиц материала в восходящем потоке газовзвеси при смешивании с радиальными газовыми струями;

- исследование гидравлических характеристик цилиндрического канала при круговом многорядном вводе радиальных газовых струй в восходящий аксиальный поток газа;

- выявление основных технологических факторов и конструктивных параметров, влияющих на характер взаимодействия смешиваемых потоков;

- исследование адгезионных свойств технического KCl в зависимости от температуры и природы материала субстрата;

- разработка рекомендаций по устранению налипания KCl на рабочие поверхности труб-сушилок, используемых в калийной промышленности;

- разработка методики инженерного расчёта камеры смешивания пневматической сушилки.

Научная новизна исследований.

Разработана математическая модель взаимодействия частиц твёрдой фазы с радиальными газовыми струями, аналитическое решение которой позволяет рассчитать диаметр отверстий для ввода струй в камеру смешивания и их скорость, необходимую для оттеснения частиц от внутренних стенок пневмотрубы на заданное расстояние.

Экспериментально исследован процесс многорядного ввода радиальных газовых струй в аксиальный поток газа и выявлены зависимости для определения гидравлического сопротивления перфорированного участка пневмотрубы и требуемого давления в газораспределителе. Установлено, что часть гидравлического сопротивления, связанная с движением аксиального потока, остаётся практически постоянной, а другая часть, вызванная скоростным напором струй, возрастает с увеличением площади «живого» сечения газораспределителя.

Впервые изучен процесс многорядного ввода радиальных газовых струй в восходящий поток газовзвеси. Получено уравнение, связывающее сопротивление, вызванное присутствием твёрдой фазы в потоке, с её концентрацией на выходе из аппарата и скоростным напором радиальных струй.

Экспериментально изучено изменение удельного прилипания KCl в зависимости от температуры, которое соотнесено с различием скоростей испарения влаги и роста вторичных кристаллов соли, образующих межфазовые контакты. Найдены области температур, соответствующие максимальной интенсивности прилипания и ослаблению адгезионных свойств KCl. Показано, что удельное прилипание снижается при уменьшении поверхностной энергии субстратов.

Практическая значимость

Предложена методика инженерного расчёта камеры смешивания пневматической сушилки. Разработаны конструкции пневматических сушилок для веществ со значительными адгезионными свойствами. Новизна аппаратов подтверждена тремя патентами РФ на изобретения (2476792, 2525562, 2529763). Сведения об устройстве и принципе работы новых сушильных аппаратов внедрены в учебный процесс Пермского национального исследовательского политехнического

университета и используются при чтении лекций по дисциплине «Процессы и аппараты химической технологии» для студентов специальности 24.08.01 «Машины и аппараты химических производств» и направления подготовки 15.03.02 «Технологические машины и оборудование».

Выданы рекомендации по изменению конструкции и материала стенок промышленных труб-сушилок. Указанные рекомендации используются в качестве технических решений по устранению налипания KCl на внутренние поверхности сушилок ПАО «Уралкалий» (г. Березники, Пермский край).

Результаты исследований адгезии KCl используются в конструкторском бюро ООО «Уралкалий-Ремонт» (г. Березники, Пермский край) при проектировании оборудования для производства калийных удобрений.

На защиту выносятся:

1. Аналитическое решение задачи о траектории частицы при её взаимодействии с радиальной струёй.

2. Результаты экспериментальных исследований и эмпирические уравнения для гидравлического сопротивления и требуемого давления в газораспределителе в зависимости от основных конструктивных и технологических параметров камеры смешивания.

3. Результаты экспериментальных исследований адгезии технического KCl в зависимости от температуры и природы материала субстрата.

4. Разработанные конструкции сушилок для веществ со значительными адгезионными свойствами и методика расчёта камеры смешивания.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались на:

- Всероссийской конференции студентов и молодых учёных «Молодёжная наука в развитии регионов» (г. Березники, 2013 г.);

- Международной научно-практической конференции «Актуальные проблемы и перспективы развития Верхнекамья» (г. Пермь - Березники, 2013 г.);

- Международной научно-технической конференции «Тенденции развития техники и технологий - 2015» (г. Тверь, 2015 г.);

- Международной научной конференции «Проспект Свободный - 2015» (г. Красноярск, 2015 г.);

- Международной научной конференции «Актуальные вопросы современной техники и технологии» (г. Липецк, 2015 г.);

- Всероссийской конференции студентов и молодых учёных «Молодёжная наука в развитии регионов» (г. Березники, 2015 г.).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 15 работ, в том числе 5 статей в изданиях, рекомендованных ВАК РФ, получено 3 патента РФ на изобретения.

Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, четырёх глав, выводов, библиографического списка, (119 наименований), 12 приложений и содержит 26 рисунков и 7 таблиц.

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ГИДРОДИНАМИКИ АППАРАТОВ ДЛЯ КОНВЕКТИВНОЙ СУШКИ ЗЕРНИСТЫХ

МАТЕРИАЛОВ

К структурно-механическим характеристикам зернистых материалов относятся размер и форма частиц, а также их адгезионно-когезионные свойства. Эти характеристики влияют на выбор гидродинамического режима сушки и определяют требования к конструкции сушильного аппарата [47, с. 41]. Также одной из важнейших характеристик в системах газовзвесей является дисперсность, которая определяется удельной поверхностью (отношением общей площади межфазной поверхности к объёму дисперсной фазы). Если частицы имеют одинаковый размер, то такой материал называют монодисперсным, а материал, состоящий из частиц различного размера, является полидисперсным. Большинство сыпучих сред - это полидисперсные материалы, состоящие из частиц неправильной формы.

В качестве определяющего геометрического размера для твёрдой частицы неправильной формы используют диаметр шара й8, эквивалентного частице по поверхности (£х), или диаметр шара йу, эквивалентного частице по объёму (Кт):

Отклонение формы частиц от сферической характеризуют коэффициентом формы - геометрическим ^ определяемым как отношение поверхности частицы к поверхности эквивалентного ей по объёму шара (£ш), или динамическимопре-деляемым как отношение коэффициентов гидродинамического сопротивления частицы и шара, эквивалентного ей по объёму [9, с. 44]:

1.1 Основные структурно-механические характеристики

зернистых материалов

4 = ^ • /05

(1.1) (1.2)

(1.3)

(1.4)

Для изометрических частиц коэффициент формы может быть найден из (1.3). Для частиц неправильной формы значение f > 1, его определяют экспериментально. Опытные данные для различных материалов широко представлены в литературе [3, с. 58; 9, с. 49; 33, с. 51; 34, с. 25; 43, с. 19]. Обобщённо частицы неправильной формы различных материалов можно охарактеризовать: f < 1,2 - округлые, окатанные, без резких выступов;

1,2 < f < 1,5 - острозернистые, шероховатые и продолговатые; f > 1,5 - неизометрические, очень шероховатые.

Между геометрическим и динамическим коэффициентами формы и критерием Рейнольдса существует зависимость типа f1 = ff, Re). В переходной области обтекания частиц потоком f увеличивается с ростом Re тем значительнее, чем

Л

больше f [9, с. 46]. В интервале Re от 0,2 до 2 10 известна формула [43, с. 21]:

/ = /0'9-Re0'15/1. (1.5)

Для реальных полидисперсных материалов обычно задан гранулометрический состав, определяемый, например, методом ситового анализа. В этом случае, чтобы определить эквивалентный диаметр (ds), нужно знать характер его связи со средним размером ячейки сита. Например, для частиц флотационного KCl зависимость между средним арифметическим значением размеров проходного и непроходного отверстий сит и коэффициентом формы выражается формулой [58]:

/ = 1,317^с0Д1. (1.6)

С увеличением размера частиц коэффициент формы KCl возрастает, и для

фракции частиц размером от 0,2 до 1 мм, которая составляет основную долю технического продукта, он находится в диапазоне 1,1-1,317.

И.Е. Тимофеев [58, с. 113] нашёл зависимость между массой частицы (тт, мг) и средним размером ячейки сита (d, мм):

тт = 1,2dc2'91. (1.7)

Если (1.7) подставить в (1.2) с учётом плотности сухого KCl, равной

-5

1,989 мг/мм , то получим dv в мм:

< = 1,048^с0'97. (1.8)

Подставив (1.6) и (1.8) в (1.3), найдём:

d% = 1,2Q3^1'025

(1.9)

Соотношение (1.9) позволяет рассчитать эквивалентный диаметр (ds, мм) фракции со средним размером квадратной ячейки сита (d^ мм) для частиц KCl в диапазоне размеров от 0,2 до 1 мм.

В инженерной практике обычно оперируют усреднёнными параметрами, условно заменяя полидисперсную систему монодисперсной, поверхность которой равна поверхности реальной смеси [33, с. 53]. Характеризуют такую систему средним диаметром d, учитывающим массовую долю частиц каждой фракции (х,).

При описании процесса сушки в псевдоожиженном слое и в режиме пневмотранспорта такая замена представляется вполне оправданной. Это связано с тем, что псевдоожиженный слой полидисперсного материала ведёт себя как монодисперсный при отношении размеров фракций йтах/й^п < 5-10 [59, с. 28], а по данным М.В. Лыкова [30, с. 128], при восходящем пневмотранспорте полидисперсного материала значительной сепарации фракций в потоке не наблюдается.

Также известны и другие способы выражения среднего диаметра частиц полидисперсной системы, применяемые в различных условиях [13; 43; 45; 54; 94].

Адгезия оказывает существенное влияние на конструктивное оформление сушилок для зернистых материалов. В общем случае под адгезией понимают слипание поверхностей двух разнородных конденсированных веществ. Она является следствием стремления их к самопроизвольному уменьшению поверхностной энергии Гиббса. Вещества со значительными адгезионными свойствами, налипая на рабочие поверхности аппаратов, способны нарушить их устойчивую работу.

Аутогезия частиц также может являться серьёзной помехой, так как в результате укрупнения частиц меняется гидродинамический режим и условия сушки в аппарате. Аутогезионное сцепление частиц определяется двумя терминами: агрегация и агломерация [94, с. 47]. Агрегация связана со слабой обратимой ауто-гезией частиц под действием сил Ван-дер-Ваальса или электростатических сил, доминирующих для частиц малого размера. Агломерация характеризуется более

(1.10)

или менее необратимым соединением частиц в месте контакта, вызванным сплавлением, диффузией, химической реакцией, кристаллизацией, действием связующих веществ или слиянием жидкостной плёнки.

Адгезию количественно оценивают по числу адгезии (отношение числа оставшихся на поверхности частиц к начальному их числу при данной силе отрыва) или по удельному прилипанию [27, с. 22]. Различные методы экспериментального определения сил адгезии представлены в работе А.Д. Зимона [119].

Для характеристики адгезионно-когезионных свойств материала Б.С. Сажин ввёл ранг адгезионно-когезионного коэффициента Ка-к, который определяется как функция степени подвижности материала (по Р.Л. Зенкову) и угла внутреннего трения (п) [47, с. 44]:

2/Ка-к = 1 + 2^2 -(1.11)

Высушиваемые материалы разделены Б.С. Сажиным на три разряда по мере увеличения адгезионно-когезионных свойств: к первому отнесены материалы со значением Ка-к до 1, ко второму - до 3, а к третьему - до 5.

Корректность такой классификации вызывает у нас сомнение в силу нескольких причин. Во-первых, характер зависимости (1.11) экстремален и имеет максимум Ка-к = 15 при п = 0,83, а в диапазоне величин п от 0,38 до 1,27, в котором находится большинство зернистых материалов [11, с. 221; 28, с. 33], Ка-к > 5. Таким образом, практически все материалы должны обладать значительными ад-гезионно-когезионными свойствами, что не соответствует действительности. Возникновение внутреннего трения в сыпучих телах связано с тем, что одни частицы внедряются в углубления между соседними частицами и зацепляются друг за друга, при этом на поверхности контакта между ними возникают силы трения скольжения и прилипания [28, с. 29]. С увеличением п в сыпучих телах сопротивление сдвигу возрастает, значит, адгезионно-когезионные свойства материалов должны повышаться, а не меняться экстремально.

Во-вторых, адгезионно-когезионные свойства зернистых материалов, выраженные как функция коэффициента внутреннего трения, лишь косвенно связаны с такими влияющими факторами, как плотность укладки частиц, их форма,

размеры, однородность, характер поверхности и влажность. Изменение как одного из этих факторов, так и их комбинации, как указывает D. Mills [101, c. 605], может существенно изменить свойства материала. G.E. Klinzing [94, c. 43] отмечает также необходимость учёта влияния температуры на адгезионно-когезионные свойства частиц.

В работе [27] для KCl установлены значения размеров частиц, при которых коэффициент внутреннего трения имеет минимум, то есть материал должен обладать наименьшими адгезионно-когезионными свойствами. При увеличении размера частиц KCl от 0,1 до 0,7 мм п уменьшается от 0,45 до минимального значения ~ 0,35. Последующее увеличение размеров частиц до 1,35 мм приводит к росту коэффициента внутреннего трения до 0,4. Кроме того, коэффициент внутреннего трения для материалов, однородных по гранулометрическому составу, меньше, чем для полидисперсных [28, с. 31].

Также в работе [27] для различных материалов указана зависимость между влажностью и коэффициентом внутреннего трения. Для KCl со средним диаметром частиц d = 0,155 мм [формула (1.10)] с увеличением влажности от 0 до 0,1-0,18 % коэффициент внутреннего трения уменьшается, достигая наименьшего значения п ~ 0,35, за счёт влияния «смазывающего» действия жидкости. По мере дальнейшего увеличения влагосодержания материала коэффициент внутреннего трения возрастает, так как капиллярно-адсорбционные силы связи приводят к росту когезионного сцепления частиц. Например, для частиц галургического KCl с d = 0,39 мм при влажности 2,2 % значение п = 0,76 [11, с. 225]. При дальнейшем увлажнении материала следует ожидать увеличения силы когезионного сцепления частиц вплоть до образования сплошной жидкостной плёнки на поверхности.

Адгезия зернистых материалов существенно зависит от крупности частиц.

Размер частиц 50-100 мкм служит своеобразной границей, на которой происходит

ощутимое изменение адгезионно-когезионных характеристик [101, с. 605].

Например, максимальная липкость мелкодисперсных угольных материалов (чаЛ

стицы размером менее 50 мкм) составляет 140-180 кН/м , а для крупнодисперсных продуктов липкость не превышает 2-3 кН/м2 [62, с. 14; 63, с. 62].

Влияние формы частиц на их адгезию обусловлено изменением площади контакта частиц с поверхностью. Например, при изучении адгезии частиц размером до 30 мкм M.A. БеНсеШ с соавторами [70, с. 9] установили, что с увеличением размера частиц и уменьшением коэффициента формы сила адгезии возрастает. В то же время, для частиц со средним диаметром 260 мкм [94, с. 41] силы адгезии возрастают с увеличением коэффициента формы, то есть минимум адгезионных сил крупнодисперсных материалов наблюдается для сферических и изометрических тел, а максимум - для тел игольчатой и пластинчатой форм.

Адгезионно-когезионные характеристики KCl существенно меняются с изменением температуры. В.А. Филиппов [62, с. 14] указывает, что на ненагретой металлической поверхности с понижением влажности KCl от 30 до 8,5 % его липкость уменьшается, причём при влажности более 10-11 % она остаётся неизмен-

Л

ной (~ 1 кН/м ). По нашему мнению, это связано с переходом от адгезионного механизма разрыва к когезионному - через жидкостные плёнки в зоне контакта фаз.

При нагреве металлической поверхности минимальные показатели липкости наблюдаются при температуре 50 °С, а максимальные - при температуре 80 °С. При дальнейшем нагреве липкость снижается и при температуре 200 °С полностью исчезает [62, с. 13].

Эти данные носят весьма ограниченный характер, поскольку не указываются параметры металлической поверхности (марка материала и шероховатость), не представлена методика измерений, а также отсутствует объяснение такого изменения адгезионных свойств KCl.

А. Д. Зимон [119, с. 93] показал связь между числом адгезии и шероховатостью поверхности субстрата. Наименьшей адгезией характеризуется поверхность с микроскопическими неровностями по сравнению с размерами частиц. Для полированной поверхности и поверхности с макроскопическими неровностями адгезия выше из-за большей площади контакта.

Аутогезионные характеристики KCl существенно меняются с течением времени. При длительном хранении KCl имеет тенденцию к слёживанию, что вызвано перераспределением частиц мелких фракций между крупными. Это приво-

дит к тому, что площадь контакта между частицами увеличивается, и аутогезион-ное сцепление между ними возрастает, в результате частицы образуют сплошную массу (агломерат) [119, с. 386]. При этом слёживание KCl вызвано не только его высокой гигроскопичностью, но и размером частиц. Например, при размере частиц менее 0,1 мм склонность к слёживанию KCl резко возрастает, но если размер частиц превышает 0,7 мм, то материал практически не слёживается [119, с. 389].

1.2 Анализ работы существующих аппаратов для конвективной сушки хлористого калия

Широкий спектр получаемых в промышленности материалов предопределил многообразие конструкций аппаратов, применяемых для их сушки. Проблема выбора оптимального режима сушки и рациональной конструкции сушильного аппарата особенно остро стоит в многотоннажных производствах, характеризующихся значительным расходом энергии. Режим сушки конкретного материала связан с его специфическими свойствами, которые накладывают ряд ограничений на допустимые температуры теплоносителя и материала, способ, гидродинамику и время их взаимодействия. Например, при сушке KCl требуется удалить лишь свободную влагу и влагу макрокапилляров (физико-механическую), но материал при этом склонен к комкованию и налипанию на рабочие поверхности аппаратов.

В производстве минерального сырья наибольшее распространение получили аппараты для конвективной сушки топочными газами: барабанные сушилки, пневматические трубы-сушилки и сушилки с псевдоожиженным (кипящим) слоем [25, с. 434; 46, с. 169; 62, с. 23]. Барабанные сушилки (БС) используются для сушки калийных удобрений, начиная 1954 года, сушилки кипящего слоя (КС) - с 1962 года, а пневматические трубы-сушилки (ТС) - с 1964 года [24, с. 69; 58, с. 10].

БС представляет собой цилиндрический барабан, к которому крепятся бандажи, установленные на опорные ролики. С торцов к барабану примыкают топка и разгрузочная камера. Барабан расположен под углом к горизонту до 6° (в сторону разгрузки) и вращается с частотой 1-8 об/мин за счёт электродвигателя,

передающего вращение через зубчатый венец на корпусе. Внутри БС оборудована приёмно-винтовой насадкой, на которую подаётся высушиваемый материал, и основной насадкой, расположенной вдоль почти всей длины барабана, и служащей для равномерного распределения материала по сечению. Для крупных кусков и налипающих материалов применяют лопастную систему насадки, для сыпучих материалов - распределительную, для пылеобразующих материалов - перевалочную с закрытыми ячейками [66, с. 257].

Газы и материал наиболее часто движутся прямотоком, что помогает избежать перегрева материала, так как в этом случае наиболее горячие газы (с температурой 700 - 900 °С) соприкасаются с материалом, имеющим наибольшую влажность. Это наряду с возможностью сушить материалы, содержащие куски размером до 250 мм, и материалы, не обладающие сыпучими свойствами, является главным преимуществом БС.

К недостаткам БС следует отнести довольно большие габариты и массу, повышенные потери тепла (как через корпус, так и с отработанным теплоносителем), а также значительное количество материала, постоянно находящееся в сушилке во время работы (до 25% рабочего объёма). Серьёзнейшим недостатком в работе БС является налипание влажного материала на внутренние устройства сушильного барабана, что существенно снижает эффективность их работы [62, с. 46]. В целях уменьшения налипания комкующихся и липких материалов в сушильных барабанах применяют различные конструкции цепных навесок, при помощи которых разрушаются комки и удаляются отложения со стенок барабана. Для этой же цели наружная обшивка барабана может снабжаться специальными ударными молотками, которые при вращении барабана периодически отходят от корпуса и ударяют по нему [30, с. 187; 62, с. 60].

БС характеризуются сравнительно низкой удельной производительностью

-5

[напряжение объёма по испарённой влаге не превышает 50 - 60 кг/(м ч)] и значительным колебанием влагосодержания готового продукта, который, к тому же подвержен измельчению в барабане. В настоящее время применение этих аппаратов в калийной промышленности постепенно сокращается.

Перечисленные недостатки послужили предпосылкой к разработке способа сушки калийных солей в кипящем слое. Результатом исследований, которые были начаты Ю.Я. Каганович с сотрудниками во Всесоюзном научно-исследовательском институте галургии (ВНИИГ), стал ввод в эксплуатацию установок КС для сушки KCl на Калушском (в 1962 г.) и Березниковском (в 1964 г.) калийных комбинатах [24, с. 55]. В ходе эксплуатации этих аппаратов, а также сушилок на других предприятиях были установлены оптимальные параметры технологического процесса при сушке KCl в кипящем слое: температура теплоносителя перед слоем, с точки зрения экономичности процесса сушки, поддерживается в пределах 650 - 750 °С, температура в слое 130 ± 10 °С, рабочая скорость газа в слое 4-5 м/с [23, с. 128; 24, с. 109; 36, с. 81; 46, с. 183; 58, с. 36].

Аппараты КС для сушки KCl представляют собой односекционные установки круглого или прямоугольного сечений, снабжённые газораспределительной решёткой, которая служит для удержания слоя высушиваемого материла и равномерного распределения топочных газов в слое. Влажный материал подаётся в сушилку с помощью питателя, расположенного над поверхностью слоя, высушенный продукт выводится через разгрузочное устройство на уровне решётки со стороны, противоположной загрузке.

Аппараты прямоугольного и квадратного сечений, применяемые для организации направленного движения потока высушиваемого материала, характеризуются большей вероятностью образования застойных зон, чем круглые. Аппараты системы Fluo-Solids (Dorr Oliver Со, США) и Flissbett (Andritz Group, Австрия) имеют постоянное по высоте поперечное сечение, что позволяет совместить процессы сушки и сепарации полидисперсных материалов. В аппаратах конструкции ВНИИГа, разработанных для предприятий «Уралкалий», и в сушилках конструкции «Белорускалий» поперечное сечение над слоем расширяется по высоте, благодаря чему унос мелких фракций снижен [46, с. 133; 53, с. 332].

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Селиверстов Артем Александрович, 2015 год

/ / / /

/ / / ' ** ____

/<' / / /

У у

1—*— —1—1—1—I—1—1—*— —1—1—1

20 18 16 14 12 10

о

вх

vc = 10 м/с

/ /

у' / / /

s

/

1—*— —'—1—'—1—1—1—*— —1—1—1—1

20 18 16 14 12 10

0

■ — ✓

-*

У '

У

1 /

у VBx= 15 м/с

Vc = 10 м/с

1— —1—1—1—1—1—1—*— —1—i—1—i

-50 0 50 100 150 200 250 L, мм -50 0 50 100 150 200 250 L, мм -50 0 50 100 150 200 L,mm

Рисунок 3.9 - Изменение скорости потока по длине пневмотрубы,

Fotb/Fbhx = 0,686 и Fbx/Fbhx = 0,336: (-) осевая скорость;

(___) скорость на границе ядра; (___) средняя скорость

Из-за увеличения диаметра пневмотрубы в месте соединения нижней и средней секций средняя по сечению скорость потока резко падает. В то же время осевая скорость в камере смешивания, наоборот, увеличивается. Скорость в пограничном слое (на границе ядра) восходящего аксиального потока вначале незначительно снижается, а затем также начинает расти.

Скорректированные по фактическому давлению в выходном канале графики изменения избыточного статического давления по высоте пневмотрубы, полученные при CFD-моделировании, вместе с экспериментальными данными представлены на рисунке 3.10.

Они показывают, что CFD-модель достаточно точно описывает характер изменения избыточного статического давления непосредственно в камере смешивания. Расхождения между опытными данными и значениями давления, полученными при моделировании, не превышают 7 %.

Рисунок 3.10 - Моделирование изменения статического давления по длине Ь пневмотрубы аппарата ^/^ых = 0,686 и ^х/Рвых = 0,336; vс = 10 м/с

Экспериментально обнаруженная тенденция к снижению давления во входном канале с увеличением скорости аксиального потока, при CFD-моделировании выражена не так заметно (см. Приложение И).

Вероятно, это объясняется тем, что длина входного канала экспериментальной установки превышала длину входного канала модели. Таким образом, значение перепада статического давления (между точками 1 и 2) оказалось несколько завышенным относительно опытных данных. Это относится и к гидравлическому сопротивлению.

Выполним расчёт гидравлического сопротивления камеры смешивания по формуле (3.7) для исходных данных, представленных в разделе 2.4.

ApT = 0,32(рю • vB2x) + 0,62(А • v2) • (F0TB / FBbIX)

}2 . л /то л тсо лп с 2 л о 1,68

1,68

= 0,32 • 1,185 • 6,32 + 0,62 • 0,352 • 43,52 • 0,3168 = 70 Па.

Сравнивая полученное значение с результатами CFD-моделирования, приведёнными в таблице 2.2, можно видеть, что при смешивании неизотермических потоков гидравлическое сопротивление при CFD-моделировании является завышенным относительно расчётных данных примерно на 16 %.

Ограничением CFD-моделирования в программе Flow Simulation является то, что она не позволяет оценить сопротивление аппарата в присутствием частиц твёрдой фазы в потоке. Поэтому исследования проводили опытным путём.

3.5 Исследование взаимодействия радиальных струй с восходящим потоком газовзвеси

Этот этап исследований проводился с целью установления связи между гидравлическим сопротивлением аппарата и основными технологическими параметрами процесса при вводе радиальных струй в восходящий поток газовзвеси. В ходе экспериментов изучали влияние скоростей восходящего аксиального потока и струй, а также массовой концентрации твёрдой фазы.

Опыты проводили на пилотной установке (рисунок 3.11).

Рисунок 3.11 - Схема пилотной установки: 1 - центробежный вентилятор; 2 - воздуходувка BL 230-490 MSH Techno; 3 - регулирующая арматура; 4 - вихревые расходомеры; 5 - питатель исходного продукта; 6, 7 - бункеры; 8 - пневматическая сушилка; 9 - циклоны ЦН-11; 10 - скруббер Вентури; 11 - вакуум-насос ВВН-8

Установка работала следующим образом. Атмосферный воздух с температурой 23,5 ± 1 °С вводили в нижнюю секцию ПС воздуходувкой 2, оснащённой

векторным преобразователем частоты тока Овен ПЧВ, обеспечивающим регулирование расхода. Сюда же с помощью шнекового питателя 5 из бункеров 6, 7 подавали исходный зернистый продукт.

Бункеры были сконструированы таким образом, чтобы реализовать двухуровневую подачу материала, при которой в нижнем бункере уровень материала оставался практически постоянным и не зависел от количества материала в верхнем бункере. Такая конструкция позволила не только герметизировать загрузочное устройство, но и за счёт постоянного давления материала на шнек питателя в ходе всего эксперимента обеспечить максимальную равномерность подачи материала.

В качестве зернистого материала в экспериментах использовали отсеянный речной песок фракции (-0,4+0,2) мм. Плотность материала (рт), определённая

-5

пикнометрическим методом составляла 2638,3 кг/м .

Материал, подхватываемый в пневмотрубе восходящим потоком воздуха, транспортировался из нижней секции аппарата в среднюю (параметр 7вх/7вых равнялся 0,336). Также в среднюю секцию через улиткообразный газораспределитель центробежным вентилятором подавался атмосферный воздух с температурой 23,5 ± 1 °С, имитирующий поток теплоносителя. На входе в газораспределитель был установлен переход, выполненный в виде диффузора с углом расширения, обеспечивающим безотрывное течение воздуха. Для выравнивания профиля скорости потока перед диффузором во фланцевом соединении была установлена воздухораспределительная сетка. Из газораспределителя воздух поступал внутрь камеры смешивания через отверстия диаметром 2 мм. Отношение 7отв/7вых составляло 0,686 при Я = 2,94 и § = 3,02.

После камеры смешивания газовзвесь проходила верхнюю секцию аппарата и затем поступала в сепарационную камеру для разделения потоков зернистого материала и воздуха. В течение эксперимента материал накапливался в бункерах сепарационной камеры, а отработанный воздух после двухступенчатой очистки в циклонах 9 и скруббере Вентури 10 при помощи вакуум-насоса 11 выбрасывался в атмосферу.

Скорость витания частиц наибольшего размера, рассчитанная при помощи зависимости (1.23), равнялась 3,5 м/с. С целью исключения возможности осаждения таких частиц при пневмотранспорте сухого материала вполне достаточно принимать скорость потока с двукратным превышением. Для влажных частиц значение коэффициента запаса скорости потока (у) должно быть несколько выше. Таким образом, коэффициент у принимали в пределах 2-3. С учётом этого скорость восходящего потока v^ составляла 6,9 - 11,1 м/с, а скорость радиальных струй vс - 6,3 - 11,2 м/с. В выходном канале камеры при соблюдении этих условий также обеспечивался режим устойчивого пневмотранспорта.

Опыты проводились в следующем порядке.

После загрузки в бункер зернистого материала запускали в работу тягоду-тьевое оборудование - воздуходувку, вакуум-насос и центробежный вентилятор. Устанавливали заданный расход воздуха и величину разрежения после камеры смешивания рвыхст на уровне (-200...-300) Па. Это соответствует разрежению, поддерживаемому над решёткой в промышленных сушилках кипящего слоя для KCl. Расход воздуха измеряли вихревыми расходомерами ЭМИС-ВИХРЬ 200 с погрешностью не более ± 1 %.

Средний перепад статического давления до и после камеры смешивания в отсутствии зернистого материала (Дргст) измеряли в точках 1 и 2 дифференциальным манометром testo 435-3. Погрешность измерений не превышала ± 2 Па. Гидравлическое сопротивление (Др) рассчитывали по уравнению (3.5).

Затем включали видеокамеру и питатель. Дождавшись поступления материала в сепарационную камеру, включали дифференциальный манометр и начинали измерение среднего перепада статического давления до и после камеры смешивания при наличии зернистого материала в потоке (Дртст). После опорожнения верхнего бункера измерение давления останавливали и выключали питатель.

Материал выгружали из сепарационной камеры установки и взвешивали на весах SF-400 с погрешностью не более ± 1 г. После анализа видеозаписи процесса, проводимой со скоростью 30 кадров в секунду, находили время подачи материала, а затем рассчитывали его массовый расход.

Как и следовало ожидать, перепад статического давления в присутствии дисперсного материала, а соответственно и гидравлическое сопротивление, возрастают. Фактический перепад полного давления между точками 1 и 2 рассчитывали по выражению:

АРгв = ЛРтст + 0,5(ах • Уввх (1 + ^х)2 - Рвых ' Увв^:х (1 + ^вых )') " Ргв ' 8 ' Ъ (3.9) где ргв - плотность газовзвеси в выходном канале аппарата:

Ргв =1 / [*т / Рт + (1 - *т) / Рвых]• (3.10)

Полученное значение гидравлического сопротивления представляли в виде

суммы:

АРрасч = АРг + , (3.11)

где Дрг - гидравлическое сопротивление аппарата без твёрдой фазы, определяемое по уравнению (3.7); Дрт - гидравлическое сопротивление, обусловленное присутствием твёрдой фазы в потоке.

АРт = 0,13 • (рс • ус2) • ¿61 + К, (3.12)

где коэффициент К = 7,1 Па.

Для уравнения (3.12) 3 = 4,9 %; Я = 0,9789; Б = 588 > Б0,05 = 2,72.

Входящие в уравнения (3.11) и (3.12) параметры изменялись в следующих пределах: ус = 6,3 - 11,2 м/с, = 0,59 - 1,82. Скорость аксиального потока увх находилась в диапазоне 6,9 - 11,1 м/с.

Для сравнительной оценки фактического перепада полного давления Дргв [см. уравнение (3.9)] и его расчётного значения Дррасч [см. уравнение (3.11)] вычисляли относительное отклонение:

¿(АРгв)=АРгв -АРрасч ,%. (3.13)

АРгв

Значения 3(Дргв) не превышают 5 % (см. Приложение К). Средняя ошибка аппроксимации для уравнения (3.11) составила 3 = 2,4 %, а индекс множественной корреляции Я = 0,9967. Это свидетельствует о том, что полученная аппроксимирующая зависимость достаточно точно воспроизводит экспериментальные данные.

Уравнение (3.12) показывает, что при взаимодействии радиальных газовых струй с восходящим аксиальным потоком газовзвеси гидравлическое сопротивление, обусловленное наличием частиц твёрдой фазы в потоке (Лрт), зависит от совместного действия двух факторов - скоростного напора струй и массовой концентрации зернистого материала в выходном канале аппарата (мт). С увеличением и особенно ус гидравлическое сопротивление возрастает.

Влияние скорости восходящего потока увх на гидравлическое сопротивление в изученном диапазоне выражено гораздо слабее. Попытка введения переменной увх в уравнение (3.12) не приводит к существенному уменьшению д.

Характер движения газовзвеси в пневмотрубе представлен на рисунке 3.12.

Рисунок 3.12 - Движение газовзвеси в пневмотрубе

Для опыта 201, показанного в левой части рисунка, скорость восходящего потока VI« составляла 7 м/с, а скорость струй ус - 6,8 м/с. В выходном канале скорость потока увых была равна 7 м/с. Для опыта 281, показанного справа, скорости потоков в аппарате значительно выше: vвх = 11,1 м/с, ус = 10,6 м/с и vвых = 11 м/с.

При движении газовзвеси через установку в осевой части пневмотрубы отчётливо прослеживается область повышенной концентрации (см. рисунок 3.12), ограниченная штриховой линией. В пределах этой области находится основная

масса твёрдой фазы. В периферических областях выходного канала и камеры смешивания частицы материала практически отсутствуют, даже несмотря на сравнительно низкую скорость струй, отложения частиц на участке соединения нижней и средней секций не образуются.

Такое распределение частиц подтверждает возможность формирования в периферической области пневмотрубы кольцевого газового барьера, который препятствует контакту частиц со стенками.

Снижение скорости на границе ядра потока, как показывает рисунок 3.9, должно приводить к некоторому торможению частиц в камере смешивания. В ПС этот эффект, очевидно, будет способствовать увеличению времени пребывания частиц в зоне сушки и интенсификации внешнего тепломассообмена. Устойчивый пневмотранспорт твёрдых частиц, наблюдаемый на начальном участке камеры смешивания (см. рисунок 3.12), обеспечивается именно благодаря небольшой разнице между скоростями газа на оси и на границе ядра.

По мере продвижения газовзвеси вверх скорость потока в пневмотрубе повышается, частицы материала ускоряются, и их концентрация уменьшается. В выходном канале (см. рисунок 3.12 слева) частицы концентрируются лишь в осевой области пневмотрубы и в дальнейшем распределяются в потоке равномерно. Для опыта, представленного на рисунке 3.12 справа, за счёт более высоких скоростей и расходов газа концентрация твёрдой фазы меньше, поэтому существенной агрегации частиц не наблюдается.

3.6 Разработка методики расчёта камеры смешивания пневматической сушилки

Для определения основных конструктивных параметров камеры смешивания необходимо сначала выполнить технологический расчёт процесса сушки. Он заключается в составлении уравнений материального и теплового балансов и определении необходимого количества сухого воздуха.

При сушке KCl эквивалентный диаметр частиц вычисляется по формуле (1.9). Скорость витания частиц материала наибольшего размера в нижней секции ПС рассчитывается по формулам (1.22) и (1.30), либо по формуле (1.27) или другим способом. Эта скорость необходима для определения расхода воздуха на пневмотранспорт материала в нижней секции. Для этого нужно задаться диаметром входного канала камеры смешивания (диаметром нижней секции ПС) и коэффициентом запаса скорости (для влажного KCl рекомендуется принимать

V = 3).

Массовый расход теплоносителя вычисляется как разность между необходимым расходом газа и расходом воздуха на пневмотранспорт.

Далее составляется уравнение теплового баланса смешивания газовых потоков в сушилке, с помощью которого по изначально принятой температуре смеси (teq) вычисляется требуемая температура теплоносителя (tc). Эту температуру следует соотносить с допустимыми температурами для высушиваемого материала и конструкционного материала стенок сушилки по условиям жаропрочности и жаростойкости.

Для определения диаметра выходного канала камеры смешивания (Двых) вычисляются объёмный расход газа на выходе из сушилки (где он наименьший) и его скорость. Она принимается как скорость витания частиц наибольшего размера на выходе с учётом коэффициента запаса скорости, который допускается принимать в интервале 2-3.

Затем, задавшись «живым» сечением газораспределителя (параметром F0TB/FBbK), вычисляют приведённую скорость струй vc. При этом следует учитывать технические возможности тягодутьевого оборудования по давлению в газораспределителе [например, по формуле (3.8)] и гидравлическому сопротивлению пневмотрубы [например, формула (3.11)].

Подставив vc и значение у из формулы (2.48) в уравнение (2.33), и решив его, можно получить время контакта частицы со струёй. После подстановки т в уравнение (2.41) или (2.47) находят требуемый диаметр отверстия d0TB = z.

При расчёте количества отверстий по окружности пневмотрубы для веществ, не склонных к налипанию, используется формула (2.9), а для веществ со значительными адгезионными свойствами - формула (2.50). После выбора количества рядов отверстий уточняется шаг их расположения и диаметр.

Для исключения возможности контакта частиц со стенками аппарата выполняется графическая проверка пересечения траектории частиц со стенками на основе величины угла ат' (по аналогии с рисунком 2.8).

Упрощённая блок-схема расчёта камеры смешивания ПС приведена на рисунке 3.13.

Рисунок 3.13 - Блок схема расчёта камеры смешивания ПС

Выводы к главе 3

1. В цилиндрической камере смешивания, как и в смесителе прямоугольного сечения, гидравлическое сопротивление зависит от скоростных напоров аксиального потока и струй. Однако степень влияния этих величин различна. Доля гидравлического сопротивления, обусловленная скоростью аксиального потока, остаётся практически постоянной, а доля, связанная со скоростью струй, возрастает с увеличением отношения F^/F^.

2. С увеличением параметра F^/F^ избыточное статическое давление в газораспределителе, необходимое для ввода струй, при прочих равных условиях возрастает.

3. Изменение относительного шага размещения отверстий по поверхности камеры смешивания при F^/F^ = const не оказывает значительного влияния на потери давления в аппарате.

4. В цилиндрической камере смешивания по мере увеличения отношения F^/F^ гидравлическое сопротивление практически не меняется, но интенсивность взаимодействия струй с аксиальным потоком усиливается, давление в газораспределителе повышается и в области ус < увх практически перестаёт зависеть от скорости струй.

5. Статическое давление по длине камеры смешивания распределено неравномерно. На начальном участке, составляющем примерно 20 % длины камеры, давление максимально и остаётся практически постоянным, а по мере продвижения потока к выходу - монотонно снижается.

6. При вводе радиальных газовых струй в восходящий аксиальный поток газовзвеси гидравлическое сопротивление складывается из двух составляющих. Первая из них связана с сопротивлением аппарата без твёрдой фазы в потоке. Вторая - обусловлена присутствием твёрдой фазы в потоке и зависит от скоростного напора струй и массовой концентрации материала на выходе из аппарата.

7. С использованием полученных опытных данных и разработанной математической модели разработана методика расчёта камеры смешивания пневматической сушилки, которая позволяет определить её основные параметры.

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ АДГЕЗИИ ХЛОРИСТОГО КАЛИЯ

4.1 Методика исследования адгезии KCl

Для разработки эффективных мер борьбы с крайне негативным явлением налипания влажного KCl на рабочие поверхности сушильных аппаратов необходимы надёжные данные об адгезионно-когезионных свойствах данного продукта. К сожалению, имеющаяся в литературе информация по этому вопросу, довольно ограничена и не может служить основой для модернизации существующего и разработки нового сушильного оборудования для калийной промышленности.

Для восполнения этого недостатка нами выполнены лабораторные исследования, методика которых в максимально возможной степени имитировала условия прилипания влажной мелкодисперсной соли (KCl) к внутренней поверхности промышленных сушильных аппаратов. При этом изучалось влияние на величину удельного прилипания KCl таких практически значимых факторов как температура, а также шероховатость поверхности и природа субстрата.

В качестве субстратов использовали пластины из конструкционных материалов, традиционно применяемых для изготовления оборудования в калийной промышленности: сталь Ст3, легированная сталь 12Х18Н10Т, титановый сплав ВТ 1-0 и фторопласт-4. Поверхность пластин шлифовали или полировали, после чего при помощи измерителя шероховатости TR220 определяли величину параметра шероховатости Rа (таблица 4.1).

Таблица 4.1 - Усреднённые параметры шероховатости поверхностей субстратов

Наименование материала субстрата Параметр шероховатости Яа, мкм, в зависимости от вида обработки поверхности субстрата:

полирование шлифование без обработки

Сталь Ст3 0,120 0,635 -

Сталь 12Х18Н10Т 0,033 0,678 1,718

Титановый сплав ВТ 1-0 0,345* 1,648

Фторопласт-4 - - 0,463

* С учётом особенностей обработки титанового сплава, меньшего значения параметра шероховатости Яа достичь не удалось.

Опыты проводили с промышленным образцом флотоконцентрата, отобранным на БКПРУ-3 ПАО «Уралкалий» и содержащим (% масс.): KCl - 95,6; NaCl - 3,13; нерастворимый остаток - 0,63; CaSO4 - 0,59 и MgCl26H2O - 0,05.

Частицы соли фракции -0,1 мм сначала высушивали, затем увлажняли до 10 % (масс.) и тщательно перемешивали в эксикаторе. Массу смешиваемых компонентов определяли на аналитических весах Acculab Atilon с точностью ±1 мг (колебание влажности KCl в опытах не превышало ± 0,003 %). Из полученной смеси формировали образцы в виде таблеток диаметром 29 мм и массой 6 г. Для этого использовали ручной пресс, с давлением на поршне до 0,4 МПа, обеспечивающим сохранность первоначального дисперсного состава и равномерное распределение частиц соли по поверхности образца.

Исследуемую пластину помещали в воздушный термостат и нагревали до заданной температуры, которую контролировали хромель-копелевой термопарой, соединённой с пирометром MS 6550A. Затем испытуемый образец KCl укладывали на поверхность нагретой пластины. Сушку вели в воздушном термостате при постоянной температуре до конечной влажности не более 0,02-0,05 % (масс.). При каждой температуре проводили серию не менее чем из семи опытов, что соответствовало получению результата с доверительной вероятностью p = 0,95 [14].

После окончания сушки нагретую пластину с прилипшим образцом KCl быстро помещали на специальный стенд (рисунок 4.1).

Рисунок 4.1 - Схема экспериментального стенда: 1 - образец KCl, 2 - пластина (субстрат), 3 - ёмкость, 4 - зажимная опора

Отрыв образца осуществляли по касательной к поверхности его контакта с пластиной. Требуемую для отрыва нагрузку создавали, подавая воду в ёмкость, подвешенную к образцу. Конструкция стенда обеспечивала мгновенное прекращение подачи воды в момент отрыва образца.

В предварительных опытах было установлено, что при остывании пластины с образцом до комнатной температуры величина удельного прилипания из-за растрескивания образовавшихся фазовых контактов резко уменьшается. Поэтому во время отрыва образца температуру пластины контролировали при помощи пирометра MS 6550A с тем, чтобы снижение температуры поверхности не превышало 10 % от первоначального значения.

После отрыва образец и ёмкость с водой взвешивали на весах SF-400 с погрешностью не более ±1 г и рассчитывали величину удельного прилипания. Поскольку нахождение истинной площади контакта частиц KCl с поверхностью субстрата представляет значительные трудности [119, с. 10], то при расчёте удельного прилипания силу отрыва относили к площади таблетки KCl.

4.2 Анализ результатов исследования адгезии KCl

Результаты экспериментов, проведённые с использованием в качестве субстрата пластин из углеродистой стали Ст3 с полированной поверхностью, показывают, что зависимость удельного прилипания от температуры носит экстремальный характер (рисунок 4.2).

Точками на этом рисунке обозначены значения удельного прилипания, полученные в отдельных опытах. Их заметный разброс является характерным при измерении величины адгезии зернистых материалов [17; 119]. С целью компенсации этого эффекта выполняли статистическую обработку опытных данных. Грубые погрешности исключали с помощью критерия Романовского. Количественную оценку удельного прилипания проводили по средним значениям, представленным в виде сплошной линии. Суммарную погрешность результата измерений оценивали на основе композиции распределений случайных и неисключённых

CSI

Й 60

В 50

В 40 Б

а зо

с

£ 20 ж

на

I ю

к * 0

1

/ 1U93 »

20,2± 24,5 ¿7,9 • / / / V ■si* ч 41,8=1 5,9

6,6 / / / / - \ •V >

( * / \V Л* л>

** (»у ^ -1 Г" \V \\ LH,- Sil,9

¡¡•'8,8 ¿4,5

45 55 65 75 85 95 105 115 125 135 145 Температура, °С

Рисунок 4.2 - Зависимость удельного прилипания образца KCl от температуры (пластина - Ст3; Ra 0,120 мкм)

систематических погрешностей. Доверительные границы суммарной погрешности с вероятностью р = 0,95 изображены пунктирными линиями.

С увеличением температуры от 40-45 до 95-110 °С удельное прилипание

2 2 возрастает от 8,8±4,5 кН/м , достигая максимума, равного примерно 45 кН/м . По

мере дальнейшего нагрева оно снижается и при температурах выше 140 °С практически полностью исчезает.

Для выявления причин такого изменения адгезионных свойств KCl полученные данные сопоставляли с фотографиями поверхности пластин и образцов KCl после отрыва при различных температурах (Приложение Л).

При температуре 45 °С на поверхности образцов KCl видны коричневые пятна, образовавшиеся из-за коррозии пластины во время сушки. При фотографировании со вспышкой обнаруживается множество мелких точек в местах контакта с образцом - следы разрыва кристаллических фазовых контактов. Цвет этих следов указывает на активно протекающий коррозионный процесс.

При температуре 65 °С характер отпечатков, в целом, сохраняется. На поверхности пластины по периметру образца начинает формироваться белый кристаллический след.

При 80 °С характер отпечатков также практически прежний. В периферической области образца видны образовавшиеся мелкие белые кристаллы соли, а в центральной части - следы коррозии. Об увеличении удельного прилипания свидетельствует локальное поверхностное разрушение образца в виде выкрашивания отдельных частиц соли.

При 95 °С структура отпечатка на поверхности образца и пластины после отрыва показывает, что прилипание происходит практически по всей площади контакта. В периферической области образца видны белые кристаллы соли, их количество и размер больше, чем при температуре 80 °С. В центральной части образца наблюдается локальное выкрашивание частиц и особенно крупные следы коррозии.

Прилипание при температуре 110 °С характеризуется тем, что в месте контакта образца и пластины образуется наибольшее количество кристаллических контактов размером до 1 мм. Прилипание также происходит практически по всей площади примыкания образца к пластине, причём на их поверхностях после отрыва различимы крупные следы коррозии.

При температуре 125 °С в месте контакта образуется множество кристаллов. Принципиальное отличие их состоит в том, что их размер значительно меньше, чем при температуре 110 °С, и сосредоточены они (после отрыва) преимущественно на поверхности пластины. Видимых следов коррозии нет.

Таким образом, интенсивность прилипания образца технического KCl зависит от количества, размера и прочности вторичных кристаллов, образующихся в месте контакта с пластиной. Величина удельного прилипания KCl связана со скоростью образования и роста кристаллов, что в свою очередь зависит от температуры поверхности субстрата.

При контакте влажного образца с поверхностью субстрата сначала происходит её увлажнение раствором эвтонического состава, то есть насыщенного по KCl и NaCl. После нагрева и испарения влаги раствор переходит в пересыщенное состояние, и начинается массовая кристаллизация этих солей. При этом поверхность кристаллов покрыта тонким слоем малоподвижного раствора, который со-

здаёт основное диффузионное сопротивление для перехода кристаллизующегося вещества из пересыщенного раствора на поверхность растущих кристаллов [32, c. 84]. По мере нагрева увеличивается растворимость KCl, повышается коэффициент диффузии, а вязкость раствора понижается [61]. Все это способствует увеличению количества образующихся кристаллов, и соответственно возрастанию удельного прилипания. Такая тенденция сохраняется до начала кипения раствора.

При атмосферном давлении температура кипения насыщенного раствора чистого KCl составляет 108,59 °С, а раствора NaCl - равна 108,66 °С [61]. Для раствора эвтонического состава, который образуется при увлажнении образца технического KCl, температура кипения, по нашим данным, составляет 111,5 °С.

По мере дальнейшего нагрева интенсивность испарения влаги из кипящего раствора резко возрастает. Это приводит к разрыхлению кристаллизационных мостиков выделяющейся паровой фазой. Кроме того, скорость зародышеобразова-ния начинает превалировать над скоростью роста вторичных кристаллов. По этой причине размер образующихся кристаллов становится меньше, и прочность фазовых контактов снижается. В результате величина удельного прилипания уменьшается, и при 140 °С оно практически исчезает.

Если температура поверхности значительно превышает температуру кипения раствора, то при контакте из-за своеобразного паровзрывного эффекта происходит разрушение кристаллов выделяющейся паровой фазой. Для подтверждения этого предположения были проведены специальные опыты (рисунок 4.3).

В центр полированного цилиндра из стали Ст3 массой 30,3 г и диаметром 20 мм наносили каплю насыщенного раствора KCl массой 0,07 г. Затем цилиндр переворачивали и устанавливали каплей на предварительно нагретую до определённой температуры полированную поверхность пластины из стали Ст3.

Опыты показали, что при температуре 140 °С (см. рисунок 4.3 а) в месте контакта образовывалось небольшое количество кристаллов, то есть раствор сначала заполнял плоскость контакта и только затем начинал испаряться.

Рисунок 4.3 - След насыщенного раствора KCl на нагретой поверхности (Ст3, Ra 0,120 мкм) при различных температурах: 140 °С (а); 200 °С (б)

При температуре 200 °С (см. рисунок 4.3 б) кристаллическое вещество сразу после соприкосновения с пластиной выбрасывалось из центра цилиндра на периферию выделяющейся паровой фазой.

Адгезия цилиндра к пластине в этом эксперименте также не проявлялась при температуре выше 140 °С, но причины этого явления различны. Если при температуре 140 °С это объясняется тем, что прочность мелких рыхлых кристаллов оказалась недостаточной для удержания цилиндра прилипшим к поверхности, то при температуре 200 °С - тем, что кристаллические фазовые контакты между поверхностями цилиндра и пластины вообще не успевали сформироваться.

При взаимодействии образцов технического KCl со шлифованными пластинами из стали Ст3 экстремальная зависимость адгезии от температуры, в общем, сохраняется. Максимум удельного прилипания также находится в области температуры кипения насыщенного эвтонического раствора, но по величине оно становятся гораздо меньше (см. рисунок 4.4).

При увеличении шероховатости более чем в 5 раз интенсивность прилипания KCl снижается в 4-5 раз. Такая ситуация однозначно связана с уменьшением эффективной площади контакта поверхностей образца KCl и пластины, поскольку соприкосновение твёрдых тел всегда происходит лишь в отдельных точках.

х 12

о к

g

н

к —

о О X

л -

о П

20 16 12

8 4 0

- / -

/ / / / •s V . 1 L8=t 4,7

! л i / t f ! / \ i \ i \ (

2,4±1,1 т ** f Г / / / ' / / V '* \ V ' " V \ V 1 \\\ \ \ i Л7+1 7

*, 3.7±2. • \ \ 1 N L S 1 it v.

60 80 100 120 Температура, °С

140

Рисунок 4.4 - Зависимость удельного прилипания образца KCl от температуры (пластина - Ст3, Ra 0,635 мкм)

Это подтверждается тем, что количество кристаллов, образующихся в месте контакта образца и пластины, при той же температуре становится заметно меньше (Приложение Л). По этой же причине наблюдалось снижение удельного прилипания при использовании в экспериментах при той же температуре соли более крупной фракции (+0,1 -0,16) мм, по сравнению с фракцией -0,1мм.

Для стали марки 12Х18Н10Т, по сравнению со сталью Ст3, интенсивность прилипания KCl на пластинах с полированной поверхностью снижается почти в 10 раз (рисунок 4.5).

Структура отпечатков на поверхности образца KCl и пластины после отрыва аналогична отпечаткам на пластинах из стали Ст3 за исключением отсутствия следов коррозии (Приложение Л). Максимум удельного прилипания также находится в области температуры кипения насыщенного раствора эвтонического состава.

Для шлифованных и необработанных пластин из стали 12Х18Н10Т из-за

уменьшения эффективной площади контакта поверхностей адгезия отсутствовала

во всём исследованном температурном интервале. Лишь в отдельных опытах

наблюдалось прилипание образцов KCl, но величина удельного прилипания сол

ставляла менее 0,6 кН/м .

Температура,

Рисунок 4.5 - Зависимость удельного прилипания образца KCl от температуры (пластина - 12Х18Н10Т, Ra 0,033 мкм)

Для пластин из титанового сплава и фторопласта-4 в диапазоне температур от 45 до 200 °С адгезия KCl не проявлялась.

Интенсивность прилипания KCl к поверхности различных материалов можно соотнести с их поверхностной энергией (или поверхностным натяжением). Если на поверхность твёрдого тела нанести каплю жидкости, то его поверхностная энергия, согласно закону Юнга, стремясь уменьшиться, будет растягивать каплю. Подобная ситуация наблюдается и при нанесении на поверхность исследуемого субстрата увлажнённого образца KCl. То есть поверхностная энергия субстрата влияет на эффективность перемещения молекул раствора эвтонического состава к поверхности субстрата в местах контакта.

Наибольшей поверхностной энергией среди исследованных материалов обладает углеродистая сталь Ст3, так как поверхностная энергия её основного ком-

л

понента - железа составляет 2558 мДж/м . Поверхностная энергия легированной

стали 12Х18Н10Т меньше, чем углеродистой, поскольку помимо железа она сол

держит 18 % хрома с поверхностной энергией 1854 мДж/м , 10 % никеля с поверхностной энергией 2297 мДж/м2 и до 1,5 % титана с поверхностной энергией

2 2 1546 мДж/м [15]. Наименьшей поверхностной энергией (19 мДж/м ) обладает

фторопласт-4 [16].

Таким образом, снижение интенсивности прилипания образцов KCl к поверхности субстратов в ряду: Ст3, 12Х18Н10Т, ВТ 1-0, фторопласт-4 вызвано, по нашему мнению, уменьшением поверхностной энергии этих материалов.

Выводы к главе 4

1. Установлено, что интенсивность прилипания увлажнённого образца технического KCl к поверхности субстрата, связанная со скоростью образования и роста вторичных кристаллов при испарении поверхностной влаги, зависит от температуры.

С увеличением температуры удельное прилипание KCl сначала возрастает из-за увеличения количества образующихся кристаллов и улучшения условий их роста. Максимум удельного прилипания находится в области температуры кипения солевого раствора эвтонического состава. При дальнейшем нагреве интенсивность испарения влаги из кипящего раствора резко возрастает (приводя даже к паровзрывному эффекту при повышенных температурах), что вызывает разрыхление образующихся кристаллизационных мостиков. В результате уменьшения размера вторичных кристаллов и соответственно прочности фазовых контактов, величина удельного прилипания снижается, и при 140 °С оно практически исчезает.

2. Наиболее интенсивно прилипание KCl происходит к поверхности углеродистой стали (Ст3) и в меньшей степени к поверхности легированной коррози-онностойкой стали (12Х18Н10Т). При контакте увлажнённого образца KCl с титановым сплавом ВТ 1-0 и фторопластом-4 в исследованном температурном интервале от 45 до 200 °С адгезия практически отсутствует. Таким образом, интенсивность прилипания KCl снижается с уменьшением поверхностной энергии субстратов.

Удельное прилипание KCl также понижается с уменьшением эффективной площади поверхности контакта образца с субстратом.

3. Результаты исследований адгезионных свойств технического KCl можно использовать для устранения налипания соли на рабочие поверхности аппаратов при конструировании сушилок и другого оборудования в калийной промышленности.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ, ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ

1. С использованием пилотной установки выявлен характер влияния основных конструктивных параметров камеры смешивания аксиального потока с радиальными газовыми струями на её гидравлические характеристики.

Гидравлические потери сохраняются практически постоянными независимо от соотношения площадей поперечных сечений входного и выходного каналов камеры смешивания, а также при изменении диаметра и количества отверстий для ввода струй при условии постоянства их суммарной площади.

Получены экспериментальные зависимости для определения гидравлического сопротивления перфорированного участка цилиндрической пневмотрубы и требуемого давления в газораспределителе при вводе радиальных струй в аксиальный поток газа, а также уравнение для расчёта гидравлического сопротивления, вызванного присутствием твёрдой фазы в потоке.

2. Разработана математическая модель, позволяющая рассчитать скорость радиальных струй, необходимую для оттеснения частиц от стенок на заданное расстояние. Предложена методика инженерного расчёта камеры смешивания пневматической сушилки.

3. Установлено, что температурная зависимость удельного прилипания технического хлористого калия к поверхности различных материалов, используемых в химическом аппаратостроении, имеет экстремальный характер с максимумом в области температуры кипения солевого раствора эвтонического состава. Интенсивность прилипания понижается в ряду уменьшения поверхностной энергии материалов. Рекомендации по изменению материала рабочих поверхностей сушилок для устранения налипания хлористого калия используются в ПАО «Уралкалий» (г. Березники).

4. Результаты теоретических и экспериментальных исследований реализованы в конструкциях двух пневматических сушилок для веществ со значительными адгезионными свойствами и струйного нагревателя дисперсных материалов. Новизна и оригинальность аппаратов защищена патентами РФ на изобретения

(2476792, 2525562, 2529763). Использование их в калийной промышленности позволит сократить ручной труд и увеличить длительность межостановочного цикла работы от 4 ч до 7 суток. Расчетный экономический эффект за счёт уменьшения расхода топлива составит 4,2-6,3 %.

СПИСОК ОБОЗНАЧЕНИЙ И УСЛОВНЫХ СОКРАЩЕНИЙ

С- коэффициент глубины проникновения струи; с - удельная теплоёмкость, Дж/кг; D - диаметр аппарата, м; d - диаметр частиц (средний), м;

dmax, dmin - максимальный и минимальный диаметры частиц, м;

ds, dv - диаметр шара, эквивалентного частице по поверхности и по объёму, м;

d^ - диаметр отверстия, м;

d(; - средний размер ячейки сита (средний размер фракции), мм;

г- 2

F - площадь, м ;

f f1 - геометрический и динамический коэффициенты формы частиц; /жс - коэффициент живого сечения; f - безразмерная температура; G - массовый расход, кг/с; g - ускорение свободного падения, м/с2; H - высота, м;

h - абсолютная глубина проникновения струи в поперечный поток, мм;

К - число псевдоожижения;

Кпр - предельное число псевдоожижения;

Кг - коэффициент Гастерштадта;

ks - коэффициент пропорциональности, зависящий от относительного шага между струями;

L - длина пневмотрубы (аппарата), м; m - масса, кг;

m - число степеней свободы; n - число отверстий; n - число измерений; р - давление, Па;

ргр - статическое давление в газораспределителе, Па;

q - гидродинамический параметр струи в поперечном потоке - отношение скоростных напоров (потоков импульса) струи и поперечного потока; Я - радиус аппарата, м; Я - индекс множественной корреляции;

^пар - удельная теплота парообразования воды при 0 °С, Дж/кг;

Л

5Г, 5Ш - поверхность твёрдой частицы и шара, эквивалентного ей по объёму, м ; ^ - шаг расположения струй - расстояние между осями отверстий; t - температура, К;

t1, t2 - начальная и конечная температуры сушильного агента, К; и - среднеквадратическое отклонение безразмерной температуры по площади;

3 3

V- объём, м ; объёмный расход м /ч; V - скорость, м/с;

увтах - скорость витания частицы наибольшего размера, м/с; vз - скорость завала, м/с;

Ур.н, V™ - скорость частиц в начале и в конце участка разгона, м/с; Урхр - средняя скорость частиц, м/с;

- скорость в газораспределителе, м/с; и - относительная скорость, м/с;

и0 - относительная скорость в начале участка разгона, м/с; х^ - весовая (массовая) доля частиц /-ой фракции материала; хт - весовая (массовая) доля твёрдой фазы в потоке газовзвеси; х1 - начальное влагосодержание теплоносителя; Ар - гидравлическое сопротивление (перепад давления), Па; а - угол атаки (наклона) струи в поперечном потоке, °; ас - угол отклонения струи от радиального направления, °;

ар, ар - начальный и конечный угол наклона к горизонтали траектории частицы, ; 3 - средняя ошибка аппроксимации математической модели, %; А - внутренний тепловой баланс сушилки; в - порозность;

в0 - порозность неподвижного слоя;

епс - порозность слоя в момент начала псевдоожижения; £ - коэффициент гидравлического сопротивления; П - коэффициент внутреннего трения; X - коэффициент трения; X - модифицированный коэффициент трения; Л - динамический коэффициент вязкости, Па с; ¡т - массовая концентрация твёрдой фазы, кг/кг;

3 - отношение скорости струи к скорости сносящего её потока, 3 = ус/уп; £ - коэффициент гидродинамического сопротивления;

-5

р - плотность, кг/м ;

3 3

о - объёмная концентрация твёрдой фазы, м /м ; т - время, с;

у - коэффициент запаса скорости газа.

ю1 - начальная влажность материала (перед сушилкой);

шгигртах - максимальная гигроскопическая влажность материала;

юс - влагосодержание материала (влажность, отнесённая к количеству абсолютно

сухого материала);

Критерии:

3 2

Аг = рг (рт - рг) / ¡г - критерий Архимеда;

3 2

Ьу = (ув рг)/ [¡ (рт - рг)'<?] - критерий Лященко;

Яв = и-йт-рг / ¡г- критерий Рейнольдса для частицы по относительной скорости; Яв = ув йт-рг / ¡¡г - критерий Рейнольдса для частицы по скорости витания; Явпс = упс рг /¡¡г - критерий Рейнольдса по скорости начала псевдоожижения;

Ев = 3Яв2 =

г /3 - критерий Федорова (Кирпичева);

л

^гт = ут - критерий Фруда, отнесённый к скорости частиц.

Индексы:

«в» - витание; «в.ст» - стеснённое витание; «вх» - входной канал; «вых» - выходной канал; «г» - газ; «гв» - газовзвесь; «к» - канал; «м» - материал; «отв» -отверстие; «п» - поток (поперечный поток, в который входит струя); «пар» - пар; «пс» - псевдоожижение; «р» - участок разгона; «реш» - решётка; «с» - струя; «сл» - слой; «ст» - статическое (давление); «т» - твёрдая частица (неправильной формы); «ш» - шаровая частица; «eq» - равновесный.

Перечень сокращений: БС - барабанная сушилка; КС - кипящий слой; ПС - пневматическая сушилка; ТС - труба-сушилка;

ВТС - взвешенно-транспортируемый слой; ЕСП - единичная струя в поперечном потоке; РСП - ряд струй поперёк поперечного потока; ВСП - встречные ряды струй в поперечном потоке; СВП - ряд струй вдоль поперечного потока;

КОП - круговое однорядное расположение струй в поперечном потоке; КМП - круговое многорядное расположение струй в поперечном потоке; KCl - хлористый калий.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Абрамович, Г.Н. Теория турбулентных струй /Г.Н. Абрамович / Репринтное воспроизведение издания 1960 г. - М.: ЭКОЛИТ, 2011. - 720 с.

2. Ахмедов, Р.Б. Дутьевые газогорелочные устройства / Р.Б. Ахмедов. - М.: Недра, 1970. - 264 с.

3. Аэров, М.Э. Аппараты со стационарным зернистым слоем: Гидравлические и тепловые основы работы / М.Э. Аэров, О.М. Тодес, Д.А. Наринский. -Л.: Химия, 1979. - 176 с.

4. А. с. 488049 СССР, М. кл. F26B 17/10. Пневмотруба для сушки комкующихся дисперсных материалов [текст] / В.П. Николаенко [и др.]. - № 1998420/24-6; заявл. 21.02.74; опубл. 15.10.76. Бюл. № 38.

5. Борисов, Г.С. Основные процессы и аппараты химической технологии: Пособие по проектированию / Г.С. Борисов, В.П. Брыков, Ю.И. Дытнерский и др. Под ред. Ю.И. Дытнерского, 2-е изд., перераб. и дополн. - М.: Химия, 1991. - 496 с.

6. Бусройд, Р. Течение газа со взвешенными частицами /Р. Бусройд. - М.: Мир, 1975. - 380 с.

7. Воронин, Ю.Б. Пневмотранспорт измельчённой древесины (Основы расчета и проектирования) / Ю.Б. Воронин. - М.: Лесная промышленность, 1977. - 208 с.

8. Гельперин, Н.И. Основные процессы и аппараты химической технологии / Н.И. Гельперин. - М.: Химия, 1981. В двух книгах. - 812 с.

9. Горбис, З.Р. Теплообмен дисперсных сквозных потоков / З.Р. Горбис. -М.-Л.: Энергия, 1964. - 296 с.

10. Донат, Е.В. Расчет и конструирование пневматической сушилки: Учебное пособие / Е.В. Донат, В.В. Двинянинов. - Харьков: ХПИ, 1982. - 48 с.

11. Горюшинский, И.В. Емкости для сыпучих грузов в транспортно-грузовых системах: Учебное пособие / И.В. Горюшинский, И.И. Кононов, В.В. Денисов и др. Под общей редакцией И.В. Горюшинского. - Самара: СамГАПС, 2003. -232с.

12. Елисеева, И.И. Эконометрика / И.И. Елисеева, С.В. Курышева, Т.В. Костеева и др. Под ред. И.И. Елисеевой. - М.: Финансы и статистика, 2003. - 344 с.

13. Заборсин, А.Ф. Пневмотранспорт сахара в пищевой промышленности / А.Ф. Заборсин, Т.К. Васильева. - М.: Пищевая промышленность, 1979. - 280 с.

14. Зайдель, А.Н. Элементарные оценки ошибок измерений / А.Н. Зайдель. -Л.: Наука, 1968. - 98 с.

15. Зайцев, И.Д. Машинный расчет физико-химических параметров неорганических веществ / И.Д. Зайцев, А.Ф. Зозуля, Г.Г. Асеев. - М.: Химия, 1983. - 256 с.

16. Зимон, А.Д. Адгезия жидкости и смачивание / А.Д. Зимон. - М.: Химия, 1974. -416 с.

17. Зимон, А.Д. Что такое адгезия / А.Д. Зимон. - М.: Наука, 1983. - 176 с.

18. Иванов Ю.В. Газогорелочные устройства / Ю.В. Иванов. - 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Недра, 1972. - 376 с.

19. Иванов, Ю.В. Основы расчета и проектирования газовых горелок / Ю.В. Иванов. - М.: Гостоптехиздат, 1963. - 360 с.

20. Идельчик, И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям / Под ред. М.О. Штейнберга. - 3-е изд., перераб. и доп. - М.: Машиностроение, 1992. -672 с.

21. Инструкция по рабочему месту и охране труда аппаратчика сушки сушильно-грануляционного отделения сильвинитовой обогатительной фабрики БКПРУ-3 дирекции по производству. РИ 7.5.0-0305-3464/15-03. - Березники: ОАО «Уралкалий», 2015. - 45 с.

22. Иоффе, И.Л. Проектирование процессов и аппаратов химической технологии: Учебник для техникумов / И.Л. Иоффе. - Л.: Химия, 1991. - 352 с.

23. Каганович, Ю.Я. Промышленное обезвоживание в кипящем слое / Ю.Я. Каганович. - Л.: Химия, 1990. - 144 с.

24. Каганович, Ю.Я., Промышленные установки для сушки в кипящем слое / Ю.Я. Каганович, А.Г. Злобинский. - Л.: Химия, 1970. - 176 с.

25. Кармазин, В.И. Процессы и машины для обогащения полезных ископаемых / В.И. Кармазин, Е.Е. Серго, А.П. Жендринский и др. - М.: Недра, 1974. - 560 с.

26. Касаткин, А.Г. Основные процессы и аппараты химической технологии: Учебник для вузов / А.Г. Касаткин. - 10-е изд., стереотипное, доработанное. Перепеч. с изд. 1973 г. - М.: ООО ТИД «Альянс», 2004. - 753 с.

27. Классен П.В. Основы техники гранулирования (Процессы и аппараты химической и нефтехимической технологии) / П.В. Классен, И.Г. Гришаев. -М.: Химия, 1982. - 272 с.

28. Клейн, Г.К. Строительная механика сыпучих тел / Г.К. Клейн. - изд. 2-е, перераб. и доп. М.: Стройиздат, 1977. - 256 с.

29. Козлов, В.В. Круглая струя в поперечном сдвиговом потоке (обзор) / В.В. Козлов, Г.Р. Грек, М.В. Литвиненко и др. // Вестник НГУ. Серия: Физика. 2010. Том 5, выпуск 1. - с. 9-28.

30. Лыков, М.В. Сушка в химической промышленности / М.В. Лыков. - М.: Химия, 1970. - 130 с.

31. Матур, К. Фонтанирующий слой / К. Матур, Э. Эпстайн. - Л.: Химия, 1978. -288 с.

32. Матусевич, Л.Н. Кристаллизация из растворов в химической промышленности / Л.Н. Матусевич. - М.: Химия, 1968. - 304 с.

33. Муштаев, В.И. Сушка дисперсных материалов / В.И. Муштаев, В.М. Ульянов. -М.: Химия, 1988. - 352 с.

34. Муштаев, В.И. Сушка в условиях пневмотранспорта / В.И. Муштаев, В.М. Ульянов, А.С. Тимонин. - М.: Химия, 1984. - 232 с.

35. Новицкий, П.В. Оценка погрешностей результатов измерений / П.В. Новицкий, И.А. Зограф. - 2-е изд. перераб. и доп. - Л.: Энергоатомиздат, 1991. - 304 с.

36. Основное оборудование калийных обогатительных фабрик (Конструкции и расчёт). - Пермь: ППИ, 1980. - 107 с.

37. Пат. 2476792 Российская Федерация, МПК F26B 17/10. Пневматическая сушилка [текст] / Селиверстов А.А., Тимофеев И.Е., Шестаков Е.А., Шестаков С.А. - № 2011131360/06; заявл. 26.07.11; опубл. 27.02.13, Бюл. № 6. -6 с.: ил.

38. Пат. 2525562 Российская Федерация, МПК F26B 17/10. Струйный нагреватель [текст] / Селиверстов А.А., Загидуллин С.Х., Тимофеев И.Е. - № 2013122342/06; заявл. 14.05.13; опубл. 20.08.14, Бюл. № 23. - 6 с.: ил.

39. Пат. 2529763 Российская Федерация, МПК F26B 17/10. Способ сушки дисперсного материала во взвешенно-транспортируемом слое и установка для его осуществления [текст] / Тимофеев И.Е., Шестаков Е.А., Селиверстов А.А. и др. - № 2013136317/06; заявл. 01.08.13; опубл. 27.09.14, Бюл. № 27. - 6 с.: ил.

40. Пирумов, А.И. Обеспыливание воздуха / А.И. Пирумов. - М.: Стройиздат, 1974.

- 207 с.

41. Плановский, А.Н. Процессы и аппараты химической технологии / А.Н. Плановский, В.М. Рамм, С.З. Каган. - М.: Госхимиздат, 1962. - 841 с.

42. Протодьяконов, И.О. Гидромеханика псевдоожиженного слоя / И.О. Протодьяконов, Ю.Г. Чесноков. - Л.: Химия, 1982. - 264 с.

43. Разумов, И.М. Пневмо- и гидротранспорт в химической промышленности / И.М. Разумов. - М.: Химия, 1979. - 248 с.

44. Разумов, И.М. Псевдоожижение и пневмотранспорт сыпучих материалов / И.М. Разумов. - М.: Химия, 1972. - 240 с.

45. Расчеты аппаратов кипящего слоя: Справочник / Под ред. И.П. Мухленова, Б.С. Сажина, В.Ф. Фролова. - Л.: Химия, 1986. - 352 с.

46. Романков, П.Г. Сушка во взвешенном состоянии / П.Г. Романков, Н.Б. Рашковская. - Л.: Химия, 1979. - 272 с.

47. Сажин, Б.С. Основы техники сушки / Б.С. Сажин. - М.: Химия, 1984. - 320 с.

48. Сажин, Б.С. Типовые сушилки со взвешенным слоем материала. Обзорная информация / Б.С. Сажин, Е.А. Чувпило. Под ред. д-ра техн. наук Б.С. Сажина.

- ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1975. - 71 с.

49. Селиверстов, А.А. К вопросу о налипании материала на рабочие поверхности пневматических сушилок / А.А. Селиверстов, И.Е. Тимофеев, С.Х. Загидуллин // Научно-технический вестник Поволжья. 2013. № 2. - с. 208-211.

50. Селиверстов, А.А. Новые конвективные сушилки для многотоннажных производств / А.А. Селиверстов, И.Е. Тимофеев, С.Х. Загидуллин // Вестник ПНИПУ. Химическая технология и биотехнология. - 2014. - № 3. - с. 67-75.

51. Селиверстов, А.А. Совершенствование техники сушки применительно к пневматическим сушилкам / А.А. Селиверстов, И.Е. Тимофеев, С.Х. Загидуллин // Вестник ПНИПУ. Химическая технология и биотехнология.

- 2013. - № 2. - с. 5-12.

52. Селиверстов, А.А. Моделирование траектории частиц в восходящем потоке газа при взаимодействии с поперечной струёй / А.А. Селиверстов, С.Х. Загидуллин // Химическая технология. - 2015. - № 9. - с. 564-569.

53. Систер, В.Г. Экология и техника сушки дисперсных материалов / В.Г. Систер, В.И. Муштаев, А.С. Тимонин. - Калуга: Изд-во Н. Бочкаревой, 1999. - 670 с.

54. Соу, С. Гидродинамика многофазных систем / С. Соу. - М.: Мир, 1971. - 536 с.

55. Страус, В. Промышленная очистка газов /В. Страус. - М.: Химия, 1981. - 616 с.

56. Талиев, В.Н. Аэродинамика вентиляции: учеб. пособие для вузов / В.Н. Талиев.

- М.: Стройиздат, 1979. - 295 с.

57. Таубер, Б.А. Внутризаводской транспорт / Б.А. Таубер, Р.Е. Калитеевский, Е.К. Громцев. Под. ред. проф. Б.А. Таубера. - М.: Лесная промышленность, 1978. - 239 с.

58. Тимофеев, И.Е. Особенности процесса сушки хлорида калия в пневматической трубе сушилке: дис. ... канд. техн. наук: 05.17.08 / Тимофеев Иван Егорович. -Пермь., 2008. - 162 с.

59. Тодес, О.М. Аппараты с кипящим зернистым слоем: Гидравлические и тепловые основы работы / О.М. Тодес, О.Б. Цитович. - Л.: Химия, 1981. - 296 с.

60. Федоров, И.М. Теория и расчёт процесса сушки во взвешенном состоянии / Под ред. Н.М. Михайлова. - М.: Госэнергоиздат, 1955. - 176 с.

61. Физико-химические свойства галургических растворов и солей. Хлориды натрия, калия и магния. Справочник. - СПб: Химия, 1997. - 512 с.

62. Филиппов, В.А. Конструкция, расчет и эксплуатация устройств и оборудования для сушки минерального сырья / В.А. Филиппов. - М.: Недра, 1979. - 309 с.

63. Филиппов, В.А. Технология сушки и термоаэроклассификации углей / В.А. Филиппов. - М.: Недра, 1987. - 287 с.

64. Фролов, В.Ф. Моделирование сушки дисперсных материалов / В.Ф. Фролов -Л.: Химия, 1987. - 208 с.

65. Холоднов, В.А. Математическое моделирование и оптимизация химико-технологических процессов: Практическое руководство / В.А. Холоднов, В.П. Дьяконов, Е.Н. Иванова, Л.С. Кирьянова. - СПб.: АНО НПО "Профессионал", 2003. - 480 с.

66. Чернобыльский, И.И. Машины и аппараты химических производств / И.И. Чернобыльский, А.Г. Бондарь, Б.А. Гаевский и др. Под ред. д-ра техн. наук, проф. И.И. Чернобыльского. Изд. 3-е, перераб. и доп. - М.: Машиностроение, 1974. - 456 с.

67. Шестаков, Е.А. К вопросу выбора сушильного аппарата при производстве хлорида калия / Е.А. Шестаков, И.Е. Тимофеев, С.А. Шестаков, А.А. Селиверстов // Вестник Казанского технологического университета - 2013. - т. 16. № 15. - с. 121-122.

68. Akatnov, N.I. Round turbulent jet in a cross flow / N.I. Akatnov // Fluid Dynamics. 1969. Vol. 4, Issue 6. - p. 6-10.

69. Bazdidi Tehrani, F. Numerical analysis of opposed rows of coolant jets injected into a heated crossflow / F. Bazdidi Tehrani, H. Feizollahi // International Journal of Engineering Science. 2008. Vol. 19, No. 5-1. - p. 89-96.

70. Felicetti, M.A. Force of adhesion between particles and a surface / M.A. Felicetti, J.A.S. Gonfalves, J.R. Coury, M.L. Aguiar // ENPROMER 2005. - 2nd Mercosur Congress on Chemical Engineering and 4th Mercosur Congress on Process Systems Engineering. - Village Rio das Pedras, Club Med, Rio de Janeiro, 2005.

71. Fessler, J.R. Preferential concentration of heavy particles in a turbulent channel flow / J.R. Fessler, J.D.Kulick, J.K. Eaton // Physics of Fluids. 1994. Vol. 6, No. 11. -p. 3742-3749.

72. Fessler, J.R., Particle response in a planar sudden expansion flow / J.R. Fessler, J.K. Eaton // Experimental Thermal and Fluid Science. 1997. Vol. 15. - p. 413-423.

73. Flow Simulation 2014 Technical Reference. - Dassault Systemes, 2014. - 204 p.

74. Fluid Bed Dryer DDC 1800/3000. Documentation. - Andritz Fliessbett Systeme GmbH, 2009. - 227 p.

75. Fric, T.F. Vortical structure in the wake of a transverse jet / T.F. Fric, A. Roshko // Journal of Fluid Mechanics. 1994. Vol. 279. - p. 1-47.

76. Fu, Y. Experimental investigation on dilute gas-solid multiphase jet in crossflow / Y. Fu, T. Wang, C. Gu // Journal of Mechanical Science and Technology. 2011. Vol. 25, No. 6. - p. 1483-1493.

77. Girshovich, T.A. The turbulent jet in a cross flow / T.A. Girshovich // Fluid Dynamics. 1966. Vol. 1, Issue 1. - p. 108-109.

78. Girshovich, T.A. Model of the flow in a circular jet developing in a cross stream. Solution of the initial length problem / T.A. Girshovich. // Journal of Engineering Physics. 1988. Vol. 54, Issue 6. - p. 600-606.

79. Girshovich, T.A. Theoretical investigation of the main section of a turbulent circular jet in stalling flow / T.A. Girshovich, N.P. Korzhov // Journal of Engineering Physics. 1988. Vol. 55, Issue 1. - p. 699-704.

80. Holdeman, J.D. Mixing of multiple dilution jets with a hot primary airstream for gas turbine combustors / J.D. Holdeman, R.E. Walker, D.L. Kors. NASA TM X-71426. 1973.

81. Holdeman, J.D. Perspectives on the mixing of a row of jets with a confined crossflow / J.D. Holdeman. NASA TM-83457. 1983.

82. Holdeman, J.D. Experiments in dilution jet mixing / J.D. Holdeman, R. Srinivasan, A. Berenfeld. NASA TM-83434. 1983.

83. Holdeman, J.D. Mixing of multiple jets with a confined subsonic crossflow. Summury of NASA-supported experiments and modeling / J.D. Holdeman. NASA TM-104412. 1991.

84. Holdeman, J.D. Mixing of multiple jets with a confined subsonic crossflow in a cylindrical duct / J.D. Holdeman, D.S. Liscinsky, V.L. Oechsle et al. NASA TM-107185. 1996.

85. Holdeman, J.D. Mixing of multiple jets with a confined subsonic crossflow. Part II -Opposed rows of orifices in rectangular duct / J.D. Holdeman, D.S. Liscinsky, D.B. Bain. NASA TM-107461. 1997.

86. Holdeman, J.D. A spreadsheet for the mixing of a row of jets with a confined crossflow / J.D. Holdeman, T.D. Smith, J.R. Clisset, W.E. Lear. NASA TM-2005-213137. 2005.

87. Holdeman, J.D. On the mixing of single and opposed rows of jets with a confined crossflow / J.D. Holdeman, J.R. Clisset, J.P. Moder, W.E. Lear. NASA TM-2006-214226. 2006.

88. Holdeman, J.D. Mixing of multiple jets with a confined subsonic crossflow. Part III -The effects of air preheat and number of orifices on flow and emissions in an RQL mixing section / J.D. Holdeman, C.T. Chang. NASA TM-2008-215151. 2008.

89. Holdeman, J.D. Spreadsheet calculations for jets in crossflow: Opposed rows of inline and staggered holes and single and opposed rows with alternating hole sizes / J.D. Holdeman, J.R. Clisset, J.P. Moder. NASA TM-2010-216100. 2010.

90. Holdeman, J.D. Spreadsheet calculation of jets in crossflow: opposed rows of slots slanted at 45° / J.D. Holdeman, J.R. Clisset, J.P. Moder, NASA TM-2011-215980. 2011.

91. Indenbirken, M. A new model for the propagation of jets in dilute gas-solid crossflows / M. Indenbirken, T. Schneidert, V. Siepmand, K. Strauss // The Canadian Journal of Chemical Engineering. 2000. Vol. 78. - p. 468-477.

92. Jermakian, V. Experimental study of the effects of elevated pressure and temperature on jet mixing and emissions in an RQL combustor for stable, efficient and low emissions gas turbine applications. PIER Program. Final project report / V. Jermakian, V.G. McDonell, G.S. Samuelsen. CEC-500-2012-001. 2012. - 91 p.

93. Karagozian, A.R. Transverse jets and their control / A.R. Karagozian // Progress in Energy and Combustion Science. 2010. Vol. 36, Issue 5. - p. 531-553.

94. Klinzing, G.E. Gas-solid transport / G.E. Klinzing. - McGraw-Hill, 1981. - 175 p.

95. Kroll, J.T. Optimization of orifice geometry for cross-flow mixing in a cylindrical duct / J.T. Kroll, W.A.Sowa, G.S. Samuelsen. NASA CR-198482. 1996.

96. Ktalkherman, M.G. Influence of the geometrical and gasdynamic parameters of a mixer on the mixing of radial jets colliding with a crossflow / M.G. Ktalkherman, V.A. Emel'kin, B.A. Pozdnyakov // Journal of Engineering Physics and Thermophysics. 2010. Vol. 83, No. 3. - p. 539-548.

97. Lai, A.C.H. Multiple tandem jet interaction in a crossflow / A.C.H. Lai, J.H.W. Lee // Journal of Hydrodynamics, Ser. B. 2010. Vol. 22, Issue 5, Supplement 1. - p. 639643.

98. Lefebvre, A.H. Gas turbine combustion. Alternative fuels and emissions. / A.H. Lefebvre, D.R. Ballal. - Third edition. - Boca Raton: Taylor & Francis Group, 2010. - 537 p.

99. Leong, M.Y. Jet mixing in a reacting cylindrical crossflow / M.Y. Leong, G.S. Samuelsen, J.D. Holdeman. NASA TM-106975. 1995.

100. Liscinsky, D.S. Experimental study of cross-stream mixing in a rectangular duct / D.S. Liscinsky, B. True, A. Vranos, J.D. Holdeman,. NASA TM-105694. 1992.

101. Mills, D. Pneumatic conveying design guide / D. Mills. - Second edition. - Oxford: Elsevier Butterworth-Heinemann, 2004. - 637 p.

102. Moawad, A.K. Dilution of multiple nonbuoyant circular jets in crossflows / A.K. Moawad, N. Rajaratnam // Journal of Environmental Engineering. 1998. Vol. 124. - p. 51-58.

103. Mujumdar, A.S. Handbook of industrial drying / A.S. Mujumdar. - Third edition. -Taylor & Francis Group, 2006. - 1279 p.

104. Muppidi, S. Study of trajectories of jets in crossflow using direct numerical simulations / S. Muppidi, K. Mahesh // Journal of Fluid Mechanics. 2005. Vol. 530. -p. 81-100.

105. Nirmolo, A. Optimization of radial jets mixing in cross-flow of combustion chambers using computational fluid dynamics: PhD / A. Nirmolo. - Magdeburg, 2007. - 121 p.

106. Nirmolo, A. Temperature homogenization of reactive and non-reactive flows after radial jet injections in confined cross-flow / A. Nirmolo, H. Woche, E. Specht // Engineering Applications of Computational Fluid Mechanics. 2008. Vol. 2, No. 1. -p. 85-94.

107. Oechsle, V.L. An analytical study of dilution jet mixing in a cylindrical duct / V.L. Oechsle, H.C. Mongia, J.D. Holdeman. NASA TM-106181. 1993.