Prof. Dr.-Ing. Wolf gang Siegel
Pneumatische Förderung Grundlagen, Auslegung, Anlagenbau, Betrieb
Vogel Buchverlag
Professor Dr.-lng. Wolfgang Siegel Jahrgang 19 ig 1957 Abitur am Gymnasium in Nürtingen 1957-1963 Maschinenbaustudium an der Universirär in Smtrgart 1963-1965 Tätig in der Vorenrwicklung von Einspritzpumpen; Firma Robert Bosch GmbH, Stuttgart 1965-1969 Wissenschaftliche Arbeit über Grundlagen der pneumatischen Förderung bei Professor G. Segler; Institut für Landtechnik, Universität Stuttgart-Hohenheim 1970 Promotion zum Dr.-Ing., Universität Stuttgart 1969- 1978 Leitung von Entwicklung und Anlagenbau auf dem Gebiet der pneumatischen Förderung; Firma Seeger, Fellbach 1978-1982 Leitung des Bereichs Chemieanlagenbau, danach Leitung des Beteicbs Entwickking; Fitma Waeschle, Ravensburg 1982-1987 Professor an der Fachhochschule in Heilbronn für Fördertechnik und Konsrruktionssystematik Seit 1987 Professor und Fachlehrer im M a s c h i n e n b a u an der Berufsakademie in Ravensburg
CIP-Titelaufnahme der Deutschen Bibliothek Siegel, Wolfgang; Pneumatische Förderung : Grundlagen, Auslegung, Anlagenbau Betrieb / Wolfgang Siegel. - 1. Aufl. - Würzburg : Vogel, 1991 (Vogel-Fachbuch : Verfahrenstechnik) ISBN 3-8023-0432-2
ISBN 3-8023-0432-2 I.Auflage. 1991 Alle Rechte, auch der Übersetzung, vorbehalten. Kein Teil des Werkes darf in irgendeiner Form i,Druck, Fotokopie, Mikrofilm oder einem anderen Verfahren) ohne schriftliche Genehmigung des Verlages reproduziert oder unter Verwendung elekttonischer Systeme verarbeitet, vervielfältigt oder vcrbreiret werden. Hiervon sind die in SS 53, 54 UrhG ausdrücklich genannten Ausnahmefälle nicht berührt. Copyright 1991 by Vogel Verlag und Druck KG, Würzburg Sarz: Satz-Offizin Hummer, Waldbüttelbrunn Druck und Bindung: Friedrich Pustet, Regensburg
Vorwort
Seit über 100 Jahren werden pneumatische Förderanlagen gebaut und mit Erfolg in der Fördertechnik und Verfahrenstechnik betrieben. 70 Jahre lang wurde in Veröffentlichungen und Vorträgen über Einzelheiten zur Funktion und zum Bau dieser Anlagen berichtet. Dennoch besteht immer noch Bedarf, Grundlagen und Unterlagen zur Auslegung von pneumatischen Förderanlagen zu interpretieren. Das hat mich veranlaßt, die Beschreibung der pneumatischen Förderung und der dazugehörenden Komponenten erneut aufzugreifen. Dabei kam mir die langjährige Erfahrung in Forschung und Entwicklung, im Anlagenbau und in meiner Lehrtätigkeit zugute. Grundlagen der pneumatischen Förderung sind Strömungslehre, Thermodynamik, die mechanische Verfahrenstechnik und die Fördertechnik. Schnittstellenprobleme zwischen diesen Fachgebieten und manche bis heute nicht erforschten Einflüsse erschweren ihre Übertragung auf die pneumatische Förderung. In riskanten Fällen habe ich eine Aussage nicht gescheut. Sollten sich dabei Fehler eingeschlichen haben, bin ich dem Fachmann für entsprechende Hinweise dankbar. Von der Ausarbeitung der Theorie bis hin zur Berechnung von Anlagen und zur Auswahl von Komponenten hatten für mich Verständlichkeit und Präzision Vorrang. Zahlreiche Hinweise und Erklärungen zum Funktionsverhalten von Förderanlagen in der Praxis sind für den Studenten oder den Jungingenieur besonders interessant. Auch die Teilnehmer der von mir gehaltenen Industrieseminare finden das für sie Wissenswerte in diesem Buch. Danken möchte ich all denen, die mich durch Rat und Tat bei der Erstellung des Manuskriptes unterstützten. Die Anregung zu diesem Fachbuch gab Herr Hartwig Sträub aus Berolzheim. Den Firmen der pneumatischen Förderung danke ich für das umfangreiche Informationsmaterial und bitte zugleich um Verständnis, wenn ich nur einen Teil bei der Ausarbeitung berücksichtigen konnte. Herrn Professor Willi Bohl aus Heilbronn, Herrn Dr. Hans Hoppe aus Vogt und Herrn Hartwig Sträub aus Berolzheim gilt mein Dank für die Fachkorrektur. Ravensburg
Wolfgang Siegel
Inhaltsverzeichnis
Vorwort
5
1 Einleitung 1.1 Grundlagen der Fördertcchnik 1.1.1 Aufgaben der Fördcrtcchnik 1.1.2 Pneumatische und mechanische Stetigförderung l .2 Geschichtliche Entwicklung 1.2. l Überblick über die Literatur zur pneumatischen Förderung 1.2.2 Entwicklung in der Praxis
13 13 13 14 15 15 15
2 Grundlagen der pneumatischen Förderung 2.1 Grundlagen der Strömungslehre 2. . l Dynamischer Druck 2. .2 Druckverlust bei reiner Luftströmung 2. .3 Einzclkorn in der Rohrströmung 2. .4 Schwebegeschwindigkeit des Einzelkorns 2. .5 Druckverlust im Schüttgutbctt 2. .6 Fhcßbett 2.2 Zustandsdiagramm der pneumatischen Förderung 2.2. l Zur Frage der Allgemeingültigkeit 2.2.2 Grenzkurvcn 2.2.3 Flugförderung 2.2.4 Strähnenförderung 2.2.5 Pfropfen förderung 2.2.6 Instabiler Bereich 2.2.7 Fließförderung 2.3 Fördergut in der Förderanlage 2.3.1 Gutbeschleunigung 2.3.1.1 Gutbeschleunigung bei Flugförderung 2.3.1.2 Gutbeschleunigung bei Pfropfen förderung 2.3.2 Beharrungsz.ustand 2.3.2. l Beharrungszustand bei waagerechter Förderung 2.3.2.2 Beharrungszustand bei lotrechter Förderung 2.3.3 Gutumlenkung im Rohrkrümmer 1.3.3.l Krümmerströmung 2.3.3.2 Krümmer- und Gutverschleiß 2.3.3.3 Krümmergeometrie 2.3.3.4 Druckverlust im Rohrkrümmer 2.3.4 Druckvcrlauf längs der Förderlcitung 2.4 Saug- und Druckanlage 2.5 Betriebspunkt einer pneumatischen Förderanlage 2.5. l Betriebspunkt bei Flugförderung 2.5.2 Betriebspunkt bei Pfropfenförderung
17 17 17 18 21 23 24 26 27 27 28 29 30 31 32 33 34 35 35 37 38 38 40 40 40 41 42 43 43 44 48 48 50
3 Fördergut und Fördermittel 3. l Fördergut als Schüttgut 3.1.1 Schüttgutvcrarbeitende Industrie 3.1.2 Schüttgüter der pneumatischen Fördertechnik 3.2 Schüttguteigenschaften 3.2.1 Allgemeine Schüttguteigenschaften 3.2.2 Wesentliche Schüttguteigenschaften für die pneumatische Förderung . . . . 3.3 Messung, Registrierung und Beispiele von Schüttguteigenschaften 3.3.1 Gewicht des Schüttguts 3.3.2 Maße des Schüttguts 3.3.3 Fließverhalten der Schüttung 3.3.3. l Innere Reihung und KohäMon 3.3.3.2 Wandreibung und Adhäsion 3.3.3.3 Schüttwmkd 3.3.4 Kornhärte und Verschleiß 3.3.5 Strömungstechnische Eigenschaften des Förderguts 3.3.5.1 Schwebcgcschwindigkcit und Widerstandsbeiwert der Kornumströmung 3.3.5.2 Druckverlustbeiwert und Luftgeschwindigkeit hei Flugförderung 3.3.5.3 Fluidisierbarkeit und Lufthaltevermögen 3.3.6 Guteigenschaften mit Auswirkung auf Gutqualität und Umwelt 3.3.6. l Einfluß auf die Gutqualitat 3.3.6.2 Umweltbelastung 3.4 Fördermittel 3.4.1 Folgerungen aus dem Gasgesctz 3.4.2 Verwendete Fördermittel und ihre Eigenschaften 3.4.3 Dichte des Fördermittels Luft 3.4.3.1 Einfluß von Temperatur und Luftfeuchte 3.4.3.2 Einfluß des Barometerstandes 3.4.3.3 Einfluß der geodätischen Höhe 3.4.4 Kondensatausfall bei feuchter Luft
53 53 53 54 55 55 56 58 58 59 6l 61 63 64 64 6T
4 Berechnung von pneumatischen hörderanlagen 4. l Allgemeines 4.1.1 Ziele des Berecbnungsverfahrcns 4.1.2 Andere Berechnungsverfahren 4.1.3 Grundlagen der Berechnung von pneumatischen Förderanlagen 4.1.3.1 Druckverlustbeiwert bei Gutförderung 4.1.3.2 Auf den Rohrdurchmesser bezogener Druckverlustbeiwert 4.1.3.3 Grundgleichungen zum Zustand in der Förderleitung 4.2 Berechnung von pneumatischen Förderanlagen ohne Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft 4.2. l Allgemeines 4.2.2 Luftgeschwindigkeit 4.2.3 Druckverlust 4.2.3. l Luftreibungsverlust 4.2.3.2 Lufteinzelwiderstände 4.2.3.3 Gutreibungsverlust 4.2.3.4 Hubverlust 4.2.3.5 Beschleunigungsverlusc 4.2.3.6 Krümmerverlust 4.2.3.7 Gcsamtdruckverlust 4.2.4 Auslegung einer pneumatischen Förderanlage bei Vernachlässigung der Kompressibilität der Luft
^9 79 79 81 83 83 87 89
67 69 69 70 70 70 7] 7l 7l 73 73 73 75 76
91 91 9] 93 94 94 95 95 96 97 97 98
4.3
4.4
4.5
4.2.4. l Rohrdurchmesser 4.2.4.2 Luftvolumenstrom 4.2.4.3 Leistungsbedarf Pneumatische Druckförderung unter Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft 4.3.1 Allgemeines 4.3.2 Luftgeschwindigkeit 4.3.3 Druckverlust 4.3.3.1 Druckverlust bei kompressibler Luftströmung 4.3.3.2 Druckverlust bei kompressibler Gut-Luft-Strömung 4.3.4 Auslegung einer pneumatischen Druckförderanlage unter Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft 4.3.4.1 Druckförderanlage ohne Abstufung des Rohrdurchmesscrs 4.3.4.2 Druckförderanlage mit mehrfacher Abstufung des Rohrdurchmessers Pneumatische Saugfördcrung mit Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft 4.4.1 Allgemeines 4.4.2 Luftgeschwindigkeit 4.4.3 Druckverlust 4.4.3.1 Integration des Druckverlusts in der Sauganlage 4.4.3.2 Grenzen des Druckverlusts in der Sauganlage 4.4.4 Auslegung einer pneumatischen Saugförderanlagc unter Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft Berechnungsbeispiele 4.5.1 Allgemeines 4.5.2 Beispiel einer pneumatischen Druckförderanlage 4.5.3 Beispiel einer pneumatischen Hochdruck-Förderanlage 4.5.4 Beispiel einer pneumatischen Saugförderanlage
98 99 99 100 100 100 102 102 103 103 103 108 110 110 110 111 111 112 113 115 115 115 118 119
5
Verfahren der pneumatischen Förderung 5. l Entwicklungsziele 5.1.1 Betriebssicherheit 5.1.2 Schwachstellen oder Gestaltungszonen 5.2 Extreme Fördergüter der Flugförderung 5.3 Sonderlösungen der Pfropfen- und Dichtstromförderung 5.3. l Pumpförderung 5.3.2 Kombinierte pneumatisch-mechanische Förderung 5.4 Schonende Förderung von Granulaten 5.4.1 Voraussetzungen und Daten zur Pfropfenförderung 5.4.2 Vergleich der Pfropfenförderung mit und ohne Taktung 5.4.3 Verfahren der Pfropfenförderung 5.5 Verfahren der pneumatischen Fließförderung 5.5. l Fließbettförderung 5.5.2 Ausgeführte Fließförderverfahren 5.5.3 Sonderverfahren der Fließförderung 5.6 Verfahren zur Förderung kohäsiver und adhäsiver Schüttgüter 5.6.1 Einfluß von Kohäsion und Adhäsion auf das Förderverfahren 5.6.2 Förderverfahren für kohäsive Schüttgüter 5.6.3 Förderverfahren für adhäsive Schüttgüter
121 121 121 122 123 125 125 126 126 126 127 132 133 133 133 134 135 135 137 142
6
Luftversorgung 6. l Thermodynamische Grundlagen 6.1.1 Volumenstrom und Druckerhöhung
145 145 145
6.3
6.4
6.5
6.6
6.1.2 Temperaturerhöhung Ventilator 6.2.1 Funktion 6.2.2 Bauarten und Kennlinien 6.2.2. l Ventilatorkennlinie 6.2.2.2 Laufrad 6.2.2.3 Ähnlichkeitsgesctzc 6.2.3 Steuerung und Regelung von Ventilatoren 6.2.4 Der Ventilator in der Anlage 6.2.4.1 Reihenschaltung von Widerständen 6.2.4.2 Parallelschaltung von Widerständen 6.2.4.3 Reihenschaltung von Ventilatoren 6.2.4.4 Parallelschaltung von Ventilatoren 6.2.5 Transportventilator 6.2.5.1 Staub im Luftstrom 6.2.5.2 Ventilator als Schleuse bei der SpäneabsaugLing Seitenkanalgcbläsc 6.3.1 Funktion und Ausführung 6.3.2 Kennlinien 6.3.3 Linsat/ Drehkolbengebläse 6.4. l Funktion und Ausführung 6.4.2 Kennlinien 6.4.3 Lärmentwicklung 6.4.3. l Absorptionsschalldämpfer 6.4.3.2 Resonanzschalldämpfer 6.4.3.3 Schallhaube Schraubenverdicbtcr 6.5. l Funktion 6.5.2 Druckerhöhung 6.5.2. l Druckverhältnis p J p , 6.5.2.2 Das reale Druck-Volumen-Diagramm 6.5.3 Kennlinien 6.5.4 l.ärmentwicklung Luftversorgung für pneumatische Förderanlagen 6.6. l Dezentrale und /.entralc Luftversorgung 6.6.2 Druckluftaufbereitung 6.6.3 Luftvolumenstromregelung 6.6.4 Luftmengenregclung mit Lavaldüsc 6.6.4.1 Theoretische Grundlagen 6.6.4.2 Messungen an Lavaldüsen 6.6.4.3 Ausführung
7 Eimchleusung in pneumatische Förderanlagen 7.1 Aufgabe der Einschlcusung 7.1. l Schleusenfunktion 7.l.2 Dosierfunktion 7.2 Saugdüse 7.2.1 Funktion und Bedienung 7.2.2 Bauarten von Saugdüsen ~.3 Transportventilator 7.3. l Funktion 7.3.2 Einsatzkriterien
10
147 149 149 150 150 52 53 53 55
59 159 159 160 161 161 163 163 163 163 165 168 169 171 171 172 172 174 174 174 175 l 177 l 77 l 79 l 80 181 181 IS? l S4
l 8~ 187 187 188 190 190 191 193 193 194
7.4
7.5
7.6
7.7
7.8
Injektorschleuse 7.4.1 Funktion 7.4.2 Druckumsatz 7.4.3 Bauformen 7.4.4 Einsatzkriterien Zellenradschleuse 1.5.l Funktion und Bauformen 7.5. l. l Austragschleuse 7.5.1.2 Durchblasschlcusc 7.5.1.3 Schleusennormen 1.5.l.4 Schleusenwerkstoffe 7.5.2 Zellenradausführungen und Gutmassenstrotn 1.5.2.l Gutmassenstrom und Füllungsgrad 7.5.2.2 Schleuseneinlauf 7.5.2.3 Zellenradform 7.5.3 Spalte, Druckdifferenzen und Schleusenleckluft 7.5.3.1 Spalte der Zellenradschleuse 7.5.3.2 Leckluftströmung 7.5.3.3 Leckluftabführung 7.5.3.4 Abgedichtetes Zellenrad 7.5.4 Einfluß des Förderguts 7.5.4. l Schleusenverschleiß 7.5.4.2 Granulatabscherung 7.5.5 Einsatzkriterien Druckgefäß 7.6. l Funktion 7.6.1.1 Funktionsablauf 7.6.1.2 Betriebsdrücke 7.6.1.3 Zeitlicher Druckverlauf 7.6.2 FJnfluß des Förderguts auf die Bauform 7.6.2.1 Druckgefäß für rieselfähige Granulate 7.6.2.2 Druckgefäß für fluidisierbare Pulver 7.6.2.3 Druckgefäß für kohäsive Schüttgüter 7.6.3 Strömung der Luft und des Förderguts 7.6.3.1 Luftmengensteuerung 7.6.3.2 Gutzulauf 7.6.3.3 Gutauslauf 7.6.4 Druckgefäßanordnung für kontinuierlichen Betrieb 7.6.5 Einsatzkriterien Fließbettschleuse 7.7. l Funktion 7.7.2 Einsatzbeispiclc Schneckenschleuse 7.8. l Funktion 7.8.2 Ausführung
Förderleitung 8.1 Ausführung 8.1.1 Rohrdurchmesser 8.1.2 Rohrwerkstoff 8.1.3 Flanschverbindung 8.1.4 Schläuche
195 195 197 201 202 203 203 203 204 204 206 207 207 207 209 211 211 211 213 214 215 215 216 219 219 219 220 221 221 222 223 224 225 226 226 226 228 228 229 230 230 231 232 232 233 235 235 235 236 237 238
11
8.2
Rohrführung ....................................................................... S. 2. l Rohrkrümmer ............................................................ 8.2.2 Rohrweiche ............................................................... 8.2.3 Rohrbahnhof .............................................................
9 Gutabscheidung .......................................................................... Vorabseheidung nach der pneumatischen Förderung 9.1 Feinabscheidung im Zyklon 9.2 9.2.1 Funktion und Gestaltung 9.2.2 Theoretisches Grenzkorn 9.2.3 Abscheidegrad 9. '.4 Druckverlust im Zyklon 9.2.5 Finsatzkriterien Feinabschcidung im Filter 9.3.1 Theorie der Filterabscheidung 9.3.2 Reststaubgchalt 9.3.3 Filterbelastung 9.3.4 Filtcrausführungen 9.3.4.1 Filtermedium 9.3.4.2 Filterelement 9.3.4.3 Filterahreinigung 9. i. 5 Finsatzkriterien 10 Pneumatische Förderanlage ............................................................... 1 0. l Planung und Bau .................................................................. 10.2 Beispiel einer pneumatischen Druckförderanlage ................................. 10.3 Beispiel einer pneumatischen Saugfördernnlagc ...................................
Literaturverzeichnis Stichwortverzeichnis
12
241 241 241 242 243 24.5 245 245 247 248 249 250 250 251 252 25.5 254 254 256 256 258 259 259 26l 262
Einleitung
1.1
Grundlagen der Fördertechnik
1.1.1
Aufgaben der Fördertechnik
In der Industrie fällt der Fördertechnik die Aufgabe zu, das Material oder Fördergut an die Stellen zu bewegen, wo es in der Produktion oder im Lager benötigt wird. Man findet die Fördertechnik in allen Produktionsstufen. Die Lösung der Probleme des Materialflusses ist eine wichtige Aufgabe bei der Planung einer Produktionsanlage. Das Fördergut oder die Materie hat auf der Erde die drei Erscheinungsformen oder Aggregatszustände des Stoffes: fest, flüssig, gasförmig. Flüssige und gasförmige Stoffe werden gewöhnlich durch Pumpen oder Verdichter gefördert, was im engeren Sinne nicht zur Fördertechnik zählt. Die Fördertechnik befaßt sich mit dem Transport von Feststoffen. Die Feststoffe unterteilt man in Stückgüter und Schüttgüter. Die Förderung erfolgt längs einem Förderweg von einem Aufgabepunkt zu einem Abgabepunkt im Raum. Um eine Förderung durchzuführen, benötigt man ein Fördermittel. Dieses kann auf drei Arten arbeiten: mechanisch, hydraulisch oder pneumatisch. Die mechanische Förderung umfaßt je nach Ausführung einzelne Baugruppen oder Geräte zur Bewegung des Förderguts. Die hydraulische Förderung erfolgt bevorzugt mit Wasser und die pneumatische mit Luft. Bei der hydraulischen und der pneumatischen Förderung ist das Fördergut gewöhnlich ein Schüttgut, das zusammen mit dem Fördermittel in einer Rohrleitung strömt. Damit läßt sich das Thema dieses Fachbuches auch so formulieren: «Förderung von Schüttgut mit Luft durch Rohrleitungen».
13
1.1.2
Pneumatische und mechanische Stetigförderung
Die Fördertechnik unterscheidet weiterhin zwischen Stetig- und Unstetigförderung. Unstetig fördert zum Beispiel ein Kran, der ein Maschinenteil an einem Platz der Halle aufnimmt und zu einem anderen transportiert. Dagegen fördert ein Bandförderer, indem er einen Fördergutstrom erzeugt. In diesem Fall erfaßt man den Massenstrom des Förderguts, das hier als Schüttgut vorliegt, ähnlich wie bei der Strömung einer Flüssigkeit. Wie ein Förderhand oder ein Schneckenförderer so zählt auch die pneumatische Förderung zu den Stetigförderern. Bei der Lösung einer Transportaufgabe hat der Projektingenieur oft die Wahl ?,wischen einem mechanischen Stetigförderer für Schüttgut und einer pneumatischen Förderanlage. Die Entscheidung für das richtige System fällt oft nicht leicht, da jedes Vorund Nachteile hat. In Tabelle 1.1 sind Entscheidungskriterien zusammengetragen und gewertet. Beim Einsatz eines Förderverfahrens in einem Industriezweig haben gewisse Kriterien Vorrang oder sind sogar Mußziele. So trifft man zum Beispiel in einem Kieswerk vor allem auf mechanische Stetigförderer (Bandförderer), während die KunststoffIndustrie die pneumatische Förderung bevorzugt. Die Ursache hierzu kann aus Tabelle 1.1 gefolgert werden.
Tabelle 1.1 Vergleich der pneumatischen anhand von Entschcidungskritericn
Förderung mit der mechanischen
Stetigförderung
Entschcidungskritcrium
pneumatische Förderung
mechanische Förderung
Energieverbrauch Förde r weg Guraufgabe
groß durch Gutreibung flexibel in allen Richtungen einfach bei Sauganlagen
Gutbeanspruchung An lagen verschleiß Größe des Korndurchmessers große Korndichte andere Guteigenschaften Aufwand für Antrieb Aufwand für Fördcrwcg Vermischung bei Sortenwechsel staubfreie Förderung
groß bei Flugförderung gering begrenzt
gering häufig nur gerade Wege meistens nur mit Vordosierung gering groß bei hartem Korn bei Bandförderung fast unbegrenzt unbedeutend unbedeutend gering (Getriebemotor) groß (Fördermittel) besondere Reinigungsvorrichtungcn Aspirationsanlage erforderlich schlecht beherrschbar
Energiebedarf steigt an Verstopfungsgefahr groß (Gebläse) gering (Rohr) vermeidbar durch Abluft filier
Gefahr einer Staubexplosion hohe Temperatur
vermeidbar durch Förderung unter Schutzgas möglich hei Sauganlage
Schallemission
a) am Gebläse b) an Förderleitung
kursiv — vorteilhafte Förderung
14
möglich mit Trogkettenförderer gering bei Gummigurt
1.2
Geschichtliche Entwicklung
1.2.1
Überblick über die Literatur zur pneumatischen Förderung
Es würde den Rahmen dieses Fachbuches sprengen, wenn die ganze weltweite Literatur hier aufgeführt werden sollte. Seit den ersten wissenschaftlichen Abhandlungen auf dem Gebiet der pneumatischen Förderung [1.1, 1.2, 1.3, 1.4] sind zahlreiche Veröffentlichungen erschienen, die in ihrer Gesamtheit kaum zu überschauen und an dieser Stelle nicht zu würdigen sind. Deswegen legt sich der Verfasser folgende Beschränkungen auf: a) Die Fachliteratur soll nur genannt und nicht gewürdigt werden, so daß jeder interessierte Leser sich die für ihn wichtigen Veröffentlichungen besorgen und mit deren Literaturverzeichnis weiter suchen kann. b) Der literarische Überblick beschränkt sich auf die deutsche Literatur, ungeachtet der Tatsache, daß wahrscheinlich in jedem industrialisierten Land auf dem Gebiet der pneumatischen Förderung geforscht wird. Es besteht die Möglichkeit, sich anhand von Übersichten [1.5 und 1.6] und Fachbüchern [1.7 bis 1.15] in die inländische und ausländische Literatur einzuarbeiten. Dabei können Reprints von Tagungen [1.16] oder von Zeitschriften [1.17] hilfreich sein. c) Einen wesentlichen Beitrag zur Entwicklung der pneumatischen Förderung haben in Deutschland die seit K. WAGNER [1.2] und G. SEGLER [1.4] geschriebenen Dissertationen geleistet (Tabelle 1.2). Aus der räumlichen Zuordnung geht hervor, daß an bestimmten Hochschulen ständig oder mit Unterbrechungen geforscht wird. d) Außerdem sei noch darauf hingewiesen, daß die in jedem Kapitel verarbeitete Literatur im Literaturverzeichnis des Fachbuchs aufgeführt ist. 1.2.2
Entwicklung in der Praxis
Weitgehend parallel zur Entwicklung der Theorie der pneumatischen Förderung hat die Industrie pneumatische Förderanlagen mit, aber auch ohne detaillierte Berechnung gebaut. Dazu haben die Firmen in den vergangenen Jahren sowohl Verfahrensentwicklung (s. Kapitel 5) als auch Komponentenentwicklung (s. Kapitel 6 bis 9) betrieben. Wissen und Erfahrung aus Theorie und Praxis ist Grundlage für den heutigen Anlagenbau auf dem Gebiet der pneumatischen Förderung.
15
Tabelle 1.2 Dissertationen auf dem Gebiet der pneumatischen Förderung in Deutschland, Ort
Jahr
Doktorand
Literatur
Braunschweig
1956 1956 1980 1981
Ackermann Matthies Legel Wagenkni-cht
[1.18| [1.19] [1-20] [1.21]
Stuttgart
1962 1965 1970 1973 1974 1983
Welschof Keunecke Siegel Flatow Finkbeiner Hutt
[1.22] [1.23] [1.24] [1.25] [1.26] [1.27J
Karlsruhe
1954 1957 1958 1959 1961 1964 1965 1965 1966 1966 1970 1 972 1973 1974 1974 1974 1977 1977
Wcidner Günther Rausch Muschelknautz Sawatzki Möller Bö h n et Lemp Weber Lippen Krötsch Schauki Rizk Rink Scholl Dedegil Stegmaier Kerker
[1.28] 11.29] [1.30] [1.31] [1.32] [1.33] [1.34] [1.35] [1.36] [1.37] [1.38] [1.39] [1.40] [1.41] [1.42] [1.43] [1.44] [1.45]
Aachen
1959 1961 1966 1967
Meyer Ostertag Ahland Vossen
|1.46] [1.47] [1.48] [1.49]
Dresden
1925 1958 1963
Wagner Härtung Vollheim
[1.2] [1.50] [1.51]
Berlin
1952 1964 1968 1969 1970 1977
Horstmann Kriegel Schuchart Mühle Piplies Glatze!
[1.52] [1.53] [1.54] [1.55] [1.56] [1.57]
Erlangen
1980
Wirth
[1.58]
16
Grundlagen der pneumatischen Förderung
Im Hinblick auf eine klare Darstellung wird folgende Vereinfachung vorgenommen : a) Nachdem sich das Wort pneumatisch auf Luft bezieht, soll als Fördermittel oder Fluid zunächst Luft zugrunde gelegt werden, was in den meisten Fällen zutrifft. Das Verhalten der Förderung bei anderen Fördermitteln wird in Kapitel 3 behandelt. b) Der Druckabfall längs der Förderleitung wird generell mit Druckverlust bezeichnet. Das deutet bereits auf den nicht unerheblichen Energieverlust der pneumatischen Förderung hin.
2.1
Grundlagen der Strömungslehre
In einer pneumatischen Förderanlage herrschen die Gesetze der Mehrphasenströmung. Die feste Phase (Schüttgut) strömt in der gasförmigen Phase (Luft). Die allgemeinen Gesetze der Strömungslehre sollen hier nicht nochmals abgeleitet werden. Sie werden weitestgehend aus W. BOHL, Technische Strömungslehre [2.1], entnommen. Einige für die pneumatische Förderung wichtige Besonderheiten werden in den folgenden Abschnitten erläutert. 2.1.1
Dynamischer Druck
In Bild 2.1 umströmt Luft in einer Rohrströmung ein sogenanntes Prandtl-Rohr. Mit drei Wasser-U-Rohren mißt man folgende Drücke als Differenzdrücke zur Atmosphäre: a) den Gesamtdruck Apgcs in Richtung der Rohrachse, entgegen der Rohrströmung, b) den statischen Druck Apst in Richtung auf die Rohrwand, c) den dynamischen Druck Ajt>j y „ als Differenz zwischen beiden. Für den dynamischen Druck gilt:
,/V,-AP„ = ^--^
(Gl.2.1)
Der dynamische Druck ist Bezugsgröße für alle Widerstände bei reiner Luftströmung und soll in Kapitel 4 den Berechnungen von pneumatischen Förderanlagen zugrunde gelegt werden.
17
Bild 2.1 DasPrandtl-Rohr/ur
Messung des dynamischen Drucks
2.1.2
Druckverlust bei reiner Luftströmung
Für den Druckverlust bei reiner Luftströmung im kreisrunden Rohr gilt:
M
pi
Api ist proportional zum Staudruck nach Gleichung 2. L Der Druckverlustbeiwert/L ist nach den Messungen von Nikuradse |2.2| und vielen anderen eine Funktion der Reynoldszahl
und der relativen Sandrauhigkeit d/k^ . Diese Abhängigkeit zeigt Bild 2.2. Der Verfasser hat den Druckverlustbeiwert /.] an Versuchsanlagen mit den Rohrdurchmessern 50, 100, 200 und 400 mm und Luftgeschwindigkeiten zwischen 10 und 35 m/s gemessen |2.3|. Die Messungen (Bild 2.3) beziehen sich etwa auf den gesamten Bereich der pneumatischen Förderung. Die Werte liegen nur knapp über denen des technisch glatten Rohrs. Berücksichtigt man, daß bei der pneumatischen Förderung der Druckverlust durch die reine Luftströmung wesentlich kleiner (etwa eine Größenordnung) als der Druckverlust durch die Gutförderung ist (s. Kapitel 4), dann kann mit hinreichender Genauigkeit ~/.\ = 0,02 für alle pneumatischen Förderanlagen gesetzt werden. Bei Inbetriebnahmen von Förderleitungen aus nahtlosen Stahlrohren nach DIN 2448 ist häufig die Rohrrauhigkeit groß. Die Oberfläche wird oft erst nach längerer Förde-
18
(D N
tn
33 O
er
19
0,03
0,01
8 106
Bild 2.3 Gemessener Druckverlustbeiwert / i hei reiner Luftströmung nach [2.3], jeweils am Anfang (1) und am Ende (2) einer pneumatischen Förderleitung mit den Rohrdurchmesscrn;
rung vom Fördergut geglättet. Hier wurden nach dem Einfahren der Anlage durch die abnehmende Reibung an der Rohrwand Durchsatzsteigerungen bis zu .5% infolge geringeren Druckverlustes erreicht. Umgekehrt hat der Verfasser nach längerer Förderung von Polystyrolgranulat im glatten Stahlrohr (d — 50 mm) durch Auftragen des Förderguts beim Wandstoß eine Zunahme des Widerstandsbeiwerts /,L um 10% gemessen. Da der Rohrdurchmessersich nur unbedeutend geändert hatte, konnte der erhöhte Widerstandsbeiwert auf eine Zunahme der Rohrrauhigkeit infolge Anschmelzen des Fördergutes zurückgeführt werden. Der alte Wert stellte sich nach Bearbeitung der Rohroberfläche mit Stahlwolle wieder ein. Daraus folgt, daß sich Werte nach Gl. 2.2 durchaus bei der pneumatischen Förderung ändern könriL-n.
20
2.1.3
Einzelkorn in der Rohrströmung
Die Einzelkorntheorie hat vor etwa 30 Jahren viele Ansätze zur Beschreibung der pneumatischen Förderung geliefert. Sie können bei [2.4 bis 2.12| nachgelesen werden. Will man die Bewegung des Einzelkorns im Luftstrom beschreiben, dann sind folgende Einflußgrößen zu berücksichtigen: a) b) c) d) e) f) g) h) i) k) 1) m)
Kornmasse, Korndurchmesser, Kornfortn, symmetrische Kornumströmung (Bild 2.4), ein weiteres Korn in unmittelbarer Nähe (Bild 2.5), die Rohrwand in unmittelbarer Nähe (Bild 2.6), die Kornrotation (Bild 2.7), das Geschwindigkeitsprofil der Rohrströmung (Bild 2.8), der Stoß des Korns auf die Rohrwand (Bild 2.9), der Stoß des Korns auf ein weiteres Korn, die Turbulenz der Rohrströmung ohne Fördergut, die Turbulenz der Rohrströmung mit Fördergut [2.34].
Zweifellos ist eine Beschreibung der Bewegung des Einzelkorns mit der Berücksichtigung aller zwölf Einflußgrößen eine kaum zu lösende Aufgabe. Der Verfasser hat sich um eine Beschreibung mit den Einflußgrößen a, b, d, g und i bemüht und die Untersuchung abgebrochen, ohne zu einem verwertbaren Ergebnis zu kommen [2.13J.
Bild 2.4 Symmetrische Kornumströmung im lotrechten Rohr
21
Bild 2.5 Umströmung von zv Körnern in unmittelbarer Nähe
Bild 2.6 Korn Liniströmung an der Rohrwand
Bild 2.7 Umströmiing eines rotierenden Korns
22
Bild 2.8 Geschwindigkeitsprofi] in turbulenter Rohrströmung
Bild 2.9 Der Stoß des Korns auf die Rohrwand
2.1.4
Schwebegeschwindigkeit des Einzelkorns
Die erforderliche Luftgeschwindigkeit, mit der ein Korn im lotrechten Luftstrom von unten angeblasen werden muß, um in der Schwebe zu bleiben, wird als Schwebegeschwindigkeit !;sch bezeichnet. Sie ist gleich der freien Fallgeschwindigkeit. Nach Bild 2.4 ist dann der Umströmungswiderstand Fw gleich dem Gewicht _F(, des Korns, wenn man den statischen Auftrieb vernachlässigt. Für ein kugeliges Korn gilt, wenn im Rohr die mittlere Luftgeschwindigkeit i; herrscht, die Korndichte /;$ wesentlich größer als die Luftdichte p\ sowie der Rohrdurchmesser wesentlich größer als der Korndurchmesser ist:
K
P\. — • u-J = g • />s • -g- • aJ3s
71
—
A
—
g • ds • />s
(Gl. 2.4) 23
Beispiel: Ermittlung der Schwebegeschwindigkeit von Polyethylengranulat mit folgenden Werten: Korndurchmesser: d$ — 3 mm Korndichte: />s = 1000 kg/m' Luftdichte: /;L = 1,2 kg/m 3 Widerstandsbeiwert: t\v- — ü,6 Mit diesen Werten erhält man ans Cil. 2.4, wenn t% hier im Bereich des quadratischen Widerstandsgesetzes konstant ist: 9,81 -^--0,003 m - 1000 - 3 s2 m 0,6-1,2^
= 7,4 m/s 2.1.5
Druckverlust im Schüttgutbett
In Abschnitt 2.1.3 wurde das Verhalten des sich in der Rohrströmungmehr oder weniger frei bewegenden Einzelkorns qualitativ beschrieben. Die andere Möglichkeit ist, daß sich das Korn in einer Schüttung (Schüttgut!) im Förderrohr aufhält, die von Luft durchströmt wird. Diesen Zustand (Bild 2.10) trifft man bei der Schüttgutlagerung und in vielen Anlagen der Verfahrenstechnik an. Der Druckverlust in einer derartigen Schüttung, die lotrecht oder waagerecht von Luft durchströmt werden kann, ist im VDI-Wärmeatlas beschrieben [2.14]: l
-j
A/
(Gl.2.5)
Bild 2. K) Strömung durch ein Schüttgutbett
24
103
Kurve B (scharfkantige Füllkörper) 2
4 6810° 2
4 6810 1 2
4 6810 2 2 fle =
*/P7
4 6810 3 2
4 6810 4 2
4 6810 5
*"
Bild 2.1 i Druckverlustbeiwert hei Durchströmung einer Schüttung nach [2.I4J
Dabei ist: / der Hohlraumantei] oder das Verhältnis des Hohlraumvolumens VH zum Gesamtvolumen, /. der Druckverlustbeiwert nach Bild 2.11, dh der hydraulische Durchmesser der Säule:
4=
4VH
(Gl. 2.6) 3
l -1//
v die Luftgeschwindigkeit, bezogen auf das von Schüttgut freie Rohr. Aus Gl. 2.5 und Gl. 2.6 erhält man:
...
3
Aft = -r- • 4
\-y
A/
/;,
,
;— ' A\ ' —J— • —=~ ' »l//' «s 2
(Gl. 2.7)
Auch der Druckverlust im Schüttgutbett ist proportional zum Staudruck nach Gl. 2.1. Er nimmt linear mit abnehmendem Korndurchmesser d^ zu und wächst annähernd mit der dritten Potenz bei abnehmendem Hohlraumanteil. Das wirkt sich besonders auf die später beschriebene Pfropfenförderung aus.
25
Bild 2.12 Fluidisierungskennlinie
Luflgeschwindigkeit
2.1.6
FUeßbett
Das Schüttgutbett in Abschnitt 2.1.5 ist zunächst in Ruhe. Die einzelnen Körner liegen aneinander und können je nach Kornform auch miteinander verhakt sein. Steigert man die Luftgeschwindigkeit u, dann nimmt nach G). 2.7 der Druckverlust zu, bis die Kraft aus Druckdifferenz und Querschnitt gleich der Gewichtskraft der auf ihm lastenden Schüttgutsäule ist. Diese Luftgeschwindigkeit wird in der Fluidisierungskennlinie (Bild 2.12) auch als Luftgeschwindigkeit am Auflockerungspunkt o,.\p bezeichnet. Bei noch höherer Luftgeschwindigkeit dehnt sich das Fließbett aus. Das Schüttgut befindet sich ab dem Auflockerungspunkt in einem flüssigkeitsähnlichen Zustand, bei dem der Druck aiTi Boden
gleich dem hydrostastischen Druck in einem mit Flüssigkeit gefüllten Behälter ist. Die Schüttdichte />ss wird mit zunehmender Luftgeschwindigkeit u über dem Auflockerungspunkt geringer und die Betthöhe A/ wird gleichzeitig größer. Das Produkt /A,S -A/ bleibt jedoch wie der Druck Ap in Gl. 2.8 konstant; denn das Gewicht des Bettes ändert sich nicht. Nicht jedes Schüttgut ist fluidisierbar. Je nach Korngröße, Kornverteilung und Kornform liegen die ein Schüttgut kennzeichnenden Luftgeschwindigkeiten O AP zwischen etwa l cm/s bei Zement und l m/s bei Getreide. Fluidisierbares Fördergut läßt sich besser pneumatisch fördern als nicht fluidisierbares. Dennoch ist die Größe von t;AP kein Maß für die Güte der pneumatischen Förderung. Die Fließbett-Technologie liegt vielen verfahrenstechnischen Prozessen zugrunde (z.B. der Fließbetthomogenisierung, der Kohlestaubverbrennung u. a.). Sie hat bereits zu mehreren tausend Patenten geführt, ausgehend von der Winklerschen Wirbelschicht. Der Einfluß auf die pneumatische Förderung wird in Kapitel 5 noch näher beschrieben.
26
2.2
Zustandsdiagramm der pneumatischen Förderung
2.2.1
Zur Frage der Allgemeingültigkeit
Das Zustandsdiagramm soll die Förderzustände, die sich beim Transport des Förderguts im Luftstrom einstellen, möglichst anschaulich darstellen. Es hat sich bewährt, im Zustandsdiagramm den Druckverlust A/7 über der Luftgeschwindigkeit u bei konstanten Gutmassenströmen Qs aufzutragen. Diese Darstellung sollte der erste Schritt sein, bevor man zur Auftragung von abgeleiteten Größen (z. B. dem Widerstandsbeiwert über der Ähnlichkeitszahl) übergeht. Dazu muß zuerst die Allgemeingültigkeit dieser Auftragung für ein Fördergut bei allen Parametern (Luftgeschwindigkeit, Rohrdurchmesser, Gutmassenstrom, Luftdichte) nachgewiesen sein. Sollte das gelingen, hat
Bild 2.13 Zustandsdiagramm einer pneumatischen Versuchs-Förderanlage mit folgenden Daten: Fördergut: PE-Granulat Rohrdurchmesser 84 mm Förderlänge: 119 m Förderhöhe: 6m Anzahl der Krümmer: 10
bar
o Q
10
15
20
25
Luftendgeschwindigkeit v
immer noch jedes Fördergut mindestens je ein eigenes Zustandsdiagramm für die waagerechte und die lotrechte Förderung. Da es jedoch nicht möglich ist, die Luftdichte längs des Förderwegs konstant zu halten, wird man auch in Zukunft nur mit großen Einschränkungen allgemeingültige Zustandsdiagramme als Auslegungsunterlagen für pneumatische Förderanlagen erstellen können. Das nach Meßwerten an einer bestimmten pneumatischen Förderanlage erstellte Zustandsdiagramm nach Bild 2.13 ist also quantitativ nicht übertragbar. Es soll aber der weiteren Erklärung zugrunde gelegt werden.
27
30 m/s 35
2.2.2
Grenzkurven
In Bild 2.13 ist der Druckverlust über der Luftgeschwindigkeit bei konstantem Gutmassenstrom für ein bestimmtes Polyäthylengranulat in einer bestimmten Förderanlage aufgetragen. Die Kurven Qs — konst. haben in allen Richtungen des Koordinatensystems Begrenzungen: a} In Richtung + t; gehen sie bis ins Unendliche. Dabei muh' man allerdings bedenken, daß bei hohen Luftgeschwindigkeiten (L. B. über 40 m/s) die meisten Körner zerschlagen werden. b} In Richtung — p ist die Grenzkurve A die Kurve Qs = 0, unterhalb der kein Schüttgut mehr gefördert wird. Die Kurve Qs = 0 entspricht Gl. 2.2 mit den Werten der Förderanlage nach Bild 2.13, c) In Richtung — » enden die Kurven Qs — konst. auf der Grenzkurve B in Bild 2.13, unterhalb derselben der Luftstrom nicht mehr ausreicht, um das Fördergut durch die Anlage zu fördern. Diese Kurve wird von den Kurven Qs — konst. geschnitten und nicht asymptotisch angenähert, wie bisweilen in der Literatur zu lesen ist. Unterhalb der Grenzkurve B ist zwar noch eine Förderung möglich, aber nicht mit dem genannten Gutmassenstrom. Endgültig beendet ist jedoch jede Gutbewegungbei der Luftgeschwindigkeit t; am Auflockerungspunkt. Bei noch kleineren Luftgeschwindigkeiten wird das Festbett in der lotrechten Leitung lediglich durchströmt aber nicht mehr aufgelockert. Zwischen der Kurve tj,\p und der Grenzkurve B bildet sich ein Fließbett, je nach Fördergut eventuell mit einer brodelnden Wirbelschicht [2.15]. d) Es gibt auch in Richtung + p eine obere Grenzkurve, oberhalb derselben das Fördergut nicht mehr in der gewünschten Menge in die Förderanlage eingeschleust werden kann. Das kann zum einen auf der konstruktiven Gestaltung der Einschleusung beruhen, zum anderen darf der Luftvolumenstrom einen gewissen Mindestwert nicht unterschreiten. Wenn durch das Fördergut keine Luft in die Förderanalage gebracht wird, muß mindestens der Hohlraumanteil (// zwischen den Körnern gefördert werden. Dieser beträgt bei kugeligen Körnern nach Messungen des Verfassers [2.3] 40 bis 50% des Gesamtvolumens. Berücksichtigt man, daß die Luftgeschwindigkeit stets etwas größer als die Gutgeschwindigkeit ist, dann wird es unmöglich, einen Schüttgutvolumenstrom in die Förderanlage einzuschleusen, der größer als der Luftvolumenstrom ist. Diese absolut höchste Grenze wird jedoch so gut wie nicht erreicht, stellt aber einen Grenzwert für sehr leichte Fördergüter wie z.B. Schaumpolystyrolperlen dar. Andererseits werden beispielsweise in der Mineralstoffindustrie schwere Fördergüter bis zu Beladungen von 1000 kg/s Fördergut je kg/s Luft gefördert. Das entspricht der Tatsache, daß die Schüttdichte durchaus drei Größenordnungen höher als die Luftdichte sein kann.
Bild 2.14 Flugförderung Fördergut:
Luftgeschwindigkeit: Geschwindigkeitsverhältnis:
waagerecht
lotrecht
Weizen
25 m/s
o
clv 0,7 V
O
O
io
ttttt 2.2.3
Flugförderung
Die Flugförderung (Bild 2.14) ist die klassische Art der pneumatischen Förderung. Infolge der hohen Luftgeschwindigkeit und der in Abschnitt 2. l .3 beschriebenen Kräfte auf das Einzelkorn fliegt dasselbe annähernd gleichmäßig über den Rohrquerschnitt verteilt im Luftstrom. Die Einzelkörner treffen in regelmäßigen Abständen auf die Rohrwand und bisweilen auf ein zweites Korn. Da die Luftgeschwindigkeit von etwa 20 bis 35 m/s die Schwebegeschwindigkeit von gewöhnlich unter 10 m/s wesentlich übersteigt, besteht keine Gefahr, daß das Korn in der Lotrechten zurückfällt. Dennoch trifft die häufig gelesene Behauptung, daß die Luftgeschwindigkeit gleich der dreifachen Schwebegeschwindigkeit sein soll, nicht zu. Der Verfasser hat beispielsweise Ackerbohnen mit einer Schwebegeschwindigkeit von 13,6 m/s bei Luftgeschwindigkeiten von 16 bis 18 m/s gefördert [2.3]. Der Druckverlust bei Flugförderung mit konstantem Gutmassenstrom verläuft im wesentlichen parallel zur Kurve des Druckverlusts bei reiner Luftströmung (Bild 2.13). Diese Tendenz konnte der Verfasser bei der Förderung von 11 Fördergütern in 4 Förderanlagen mit 50 bis 400 mm Rohrdurchmesser feststellen [2.3]. Die mögliche Gutbeladung/; begrenzt den Förderzustand der Flugförderung. Frühere Werte « = -i^=10
(«. 2.9)
werden heute wesentlich überschritten. Dennoch setzt man als Grenze // = 30, oberhalb der die Körner nicht mehr gleichmäßig verteilt durch das Rohr springen. Bei pneumatischen Schiffsentladeanlagen im Saugbetrieb wurden bereits Beladungen bis zu // = 28 gemessen. Es können jedoch nicht alle Fördergüter mit hoher Beladung gefördert werden, insbesondere nicht feinkörnige, kohäsive Schüttgüter.
29
Bild 2.1.5 Struhnenfon.len.ing a) Fördergut Weizen bei i; — 17,4 m/s nach [2-12] b) Fördergut Quarzmehl nach [2.16]
2.2.4
Strähnenförderung
Senkt man die Luftgeschwindigkeit auf unter 20 bis 23 m/s, bewegt sich das Einzelkorn zunehmend mehr in der unteren Rohrhälfte, Es fällt je nach Korngröße und Korndichte aus dem Luftstrom und bewegt sich zum Teil als Strähne durch die Förderleitung (Bild 2.15). Bei körnigem Fördergut ist die Strähne eine Anhäufung der Körner. Sie ändert sich zeitlich und bildet Rallen und auch Pfropfen (s. Abschnitt 2.2..5}. G. WELSCHOF [2.12] hat in detaillierten Messungen nachgewiesen, daß mit zunehmender G u t b e l a d u n g und abnehmender Luftgeschwindigkeit das Strömungsprofil der Luft über dem Rohrquerschnitt asymmetrisch wird. Die Luft strömt dann vor allem in der oberen Rohrhälfte. E. MUSCHELKNAUTZ und W. K.RAMBROK [2.16] beobachten bei der Förderung von Quarzmehl eine sich als Fließbett langsam am Rohrboden bewegende Schüttgutschicht. Dabei herrscht überhalb dieser Strähne Flugförderung. Es kann sogar sein, daß sich unter der bewegten Strähne eine feste Schüttgutschicht ablagert. An Entstaubungsleitungen von 3 m Durchmesser wurde z. B. beobachtet, daß sich das Rohr so weit stationär füllt, bis im Restquerschnitt die für die pneumatische Flugförderung erforderliche Luftgeschwindigkeit herrscht. Im Bereich der Strähnenförderung hat der Druckverlust ein M i n i m u m . Etwas unterhalb des Druckverlustminimums liegt der Punkt minimalen Energieverbrauchs; denn die für die Förderung erforderliche Gebläseleistung ist, inkompressibel gerechnet, gleich dem Produkt aus Druckverlust und Luftvolumenstrom. Der Betriebspunkt für eine pneumatische Förderanlage wird meistens bei etwas höherer Luftgeschwindigkeit gewählt, da in Richtung auf kleinere Luftgeschwindigkeiten an die Strähnenförderung ein instabiler Bereich anschließt (s. Abschnitt 2.2.6). F. RIZK [2.17] errechnet eine Beziehung für die Luftgeschwindigkeit im Druckverlustminimum und empfiehlt die Auslegung von pneumatischen Förderanlagen bei diesen Luftgeschwindigkeiten. Die Grenze der Strähnenförderung in Richtung auf kleine Luftgeschwindigkeiten ist die Stopfgrenze. Diese wurde von G. SEGLER [2.18] bereits 1933 als die Geschwindigkeit ermittelt, bei der erstmals Fördergut im Rohr liegen blieb. Die Erfahrungen der vergangenen Jahre haben jedoch gelehrt, daß die Stopfgrenze keine von der Förderanlage
30
unabhängige Größe ist. Sie hängt besonders von der Gebläsekennlinie ab (s. Abschnitt 2.5). Damit kann die an einer bestimmten Anlage gemessene Stopfgrenze nicht auf eine andere Förderanlage übertragen werden. 2.2.5
Pfropfenförderung
Die seit etwa 15 Jahren gebauten pneumatischen Pfropfen-Förderanlagen beweisen, daß dieser Förderzustand ein stabiler Zustand ist. Füllt man ein Rohr mit Schüttgut an und bläst Luft durch das Schüttgutbett, dann hat die Luft das Bestreben, die Schüttgutsäule in Pfropfen aufzulösen. So mußte G. WEI.SCHOF [2.12] eine Zellenradschleuse am Ende der Förderleitung einbauen, um die sogenannte Dichtstromförderung zu realisieren. Sonst hätte ihm die Porenströmung durch die Weizenkörner die Schüttgutsäule in Pfropfen zerlegt. A. LIPPERT [2.19] weist darauf hin, daß die erforderliche Kraft und damit die Druckdifferenz, um einen Pfropfen zu verschieben, nicht linear, sondern quadratisch mit der Pfropfenlänge zunimmt (Bild 2.16). Die den Pfropfen zusammenhaltende Wandreibung verläuft demnach von Punkt l zu Punkt 2 unterproportional. Strömt nun durch die Druckdifferenz Luft in den Poren des Schüttguts, dann nimmt der Druck zwischen den Punkten l und 2 nach Gleichung 2.7 linear bei inkompressibler und überproportional bei kompressibler Strömung mit der Pfropfenlänge ab. Die Differenz zwischen den Kurven b und a wirkt als innere Kraft auf den Pfropfen und versucht, ihn vom Ende her zu splitten.
Bild 2.16 Die Entstehung eines Schüttgutpfropfens nach [2.19] a erforderlicher Druck zur Verschiebung des Pfropfens der Länge A/p b Druckverlauf bei der Pfropfendurchströmung nach Gl. 2.7
31
Würde der Pfropfen nach Bild 2.16 den ganzen Rohrquerschnitt ausfüllen, dann müßte er durch seinen inneren Druck infolge der Porenströmung unmittelbar in viele Scheiben zerfallen. Da jedoch im oberen Rohrquerschnitt die Schüttung lockerer ist, strömt hier mehr Luft als in der unteren Rohrhälfte. Die Frequenz und damit die Lange der Pfropfen ist über die Förderlänge durchaus nicht konstant, was R. FELLMLTH an einer Förderanlage mit 50 mm Rohrdurchmesser gemessen hat [2.20]. Vielmehr zerfallen die Pfropfen in der Förderleitung und bauen sich immer wieder neu auf. Interessant ist auch der Zustand der Pfropfenförderung im lotrechten Rohr. Das Finzelkorn ließe sich mit einer Luftgeschwindigkeit von unter 8 m/s (PE-Granulat) nicht mehr lotrecht fördern, da es nach Abschnitt 2.1.4 eine Schwebegeschwindigkeit von 7,4 m/s hat. Nach Bild 2.13 kann die Fördergeschwindigkeit durchaus 2 und 3 m/s betragen. In diesem Fall schieben sich die Pfropfen init z.B. l m/s Geschwindigkeit durch das lotrechte Rohr hoch. Dabei fallen von der Unterseite des vorhergehenden zur Oberseite des nachfolgenden Pfropfens ständig Körner herunter. Aus Bild 2.13 läßt sich entnehmen, daß zur Pfropfenförderung von PE-Granulat etwa die dreifache Druckdifferenz und ein Drittel der Luftmenge wie zur Flugförderung nötig sind. Das ändert sich selbstverständlich mit dem Fördergut, dem Förderweg und dem Rohrdurchmesser. Mit der Gebläseleistung bei inkompressibler Berechnung
(Gl. 2.10}
P= Ap - V
wird der Energiebedarf bei Pfropfenförderung annähernd gleich wie hei FlLigförderung. Das heißt, daß das Kriterium der Leistungsersparnis die Entscheidung für oder gegen eine Pfropfen-Förderanlage nicht wesentlich beeinflußt.
2.2.6
Instabiler Bereich
In Bild 2.13 ist zunächst keine Aussage über die Geschwindigkeitsänderung durch den Druckabfall längs der Förderleitung gemacht. Ist der Druckverlust beispielsweise in einer Förderleitung 2 bar, ergibt sich ein Druckverhältnis des Luftzustandes vorn Anfang zum Ende der Leitung von 3 : 1 . Bei gleichem Rohrdurchmesser und isothermer Zustandsänderung ist die Luftgeschwindigkeit proportional zum Druck. Und man erhält bei einer Anfangsluftgeschwindigkeit eine Endluftgeschwindigkeit
n\ — 6 m/s ib = 18 m/s.
Demnach würde sich am Anfang eine Pfropfenförderung und am Ende eine Strähnenförderung einstellen. Beide Förderungen sind, wie in den Abschnitten 2.2.2 bis 2.2.5 beschrieben, sehr unterschiedlich. Anhand der Kurven Qs = konst. läßt sich aus Bild 2.13 ersehen, daß der Übergang von der Flugförderung in die Strähnenförderung stetig ist. Bei weiterem Absenken der Luftgeschwindigkeit schlägt die Förderung am Anfang der Förderanlage, wo die geringste Luftgeschwindigkeit herrscht, plötzlich in den Zustand der Pfropfenförderung um. Dieser Übergang ist unstetig, da die Pfropfenförderung ein anderer Zustand mit anderen Strömlingsgesetzen und dem dreifachen
32
Druckverlust ist. Auf den höheren Druck reagiert das Gehläse, indem es entsprechend der Gehläsekennlinie Ap (V) eine geringere Luftmenge liefert. Dadurch sinkt die Luftgcschwindigkeit abermals ah, und der Umschlagspunkt von der Flugförderung zur Pfropfenförderung wandert weiter zum Ende der Förderleitung h i n . Dieser Vorgang ist stark abhängig von der Steilheit der Gehläsekennlinie (s. Abschnitt 2.5). Früher hat man darauf nicht geachtet, so daß in Unkenntnis der Zusammenhänge manche Förderanlage verstopft ist. Wie bereits in Abschnitt 2.2.4 erläutert wurde, ist die von G. SKGI.HR 2.18 beschriebene Stopfgrenze abhängig von der Förderanlage und vor allem vom Gebläse. Aus diesem Grunde endeten auch die zahlreichen Zustandsdiagramme des Verfassers in [2.3] an der unteren Grenze der Strähnenförderung. Heute ist man in der Lage, die Luftversorgung einer pneumatischen Förderanlage so auszulegen, daß die Luftmenge und damit die Luftgeschwindigkeit unabhängig vom schwankenden Gegendruck ist (Abschnitt 6.6). Das heißt bei richtiger Auslegung liefert eine solche Luftversorgung dieselbe Luftmenge, ganz gleich ob die anschließende Förderung im Zustand der Flugförderung oder der Pfropfenförderung erfolgt. Jedoch ist auch hier noch der Einfluß des Drucks auf die Luftgeschwindigkeit in der Förderleitung zu berücksichtigen. Dennoch ist der Umschlagspunkt von der Flugförderung in die Pfropfenförderung nicht stationär, da die Pfropfenförderung ja nur stationär ist, wenn man größere Zeiten betrachtet. In Zeitintervallen von wenigen Sekunden ist sie instationär. So ist auch der Umschlagspunkt von einem Förderzustand in den anderen zeitlich und örtlich nicht fest. Er kann z.B. einmal vor und einmal hinter einem Rohrkrümmer liegen. So erklärt sich, daß dieser Übergangsbereich von der Pfropfcnförderung in die Strähnen- und Flugförderung instabil ist. Selbst wenn man die Luftversorgung einer Förderanlage unabhängig vom schwankenden Gegendruck gestaltet, sollte man diesen instabilen Bereich für die Auslegung und den Betrieb einer pneumatischen Förderanlage meiden. 2.2.7
Fließförderung
Das Schüttgut, bzw. das Fördergut, verhält sich in seinen Eigenschaften manchmal wie ein Festkörper und manchmal wie eine Flüssigkeit. Ein flüssigkeitsähnliches Verhalten stellt sich bei fluidisierbaren Schüttgütern im Fließbett ein (Abschnitt 2.1.6 und Bild 2.12). Hat ein solches Schüttgut noch ein gutes Lufthaltevermögen, dann läßt es sich ähnlich wie Wasser durch eine pneumatische Förderanlage «pumpen» [2.21 ]. Wasser kann übrigens auch pneumatisch gefördert werden. In diesem Fall erhält man ein Zustandsdiagramm ohne Pfropfenförderung und ohne instabilen Bereich (Bild 2.17). Dieses Diagramm ist ähnlich dem der Strömung eines Fluids nach Gl. 2.2, bei dem die Dichte des Fluids nicht gleich 1,2 kg/m', sondern ein Vielfaches davon ist. Dabei sei die Kompressibilität der Luft vernachlässigt und das Fördergut gleichmäßig über den Rohrquerschnitt verteilt. Auch bei pneumatischen Förderungen im Hochdruckbereich (z. B. mit Stickstoff unter 30 bar Druck) konnte ein ähnliches Zustandsdiagramm gemessen werden.
33
Bild 2.17 Zusrandsdiagramm bei Fl i eis Förderung
Luftgeschwindigkeit v
2.3
Fördergut in der Förderanlage
Die grundsätzliche Funktion einer pneumatischen Förderanlage zeigt Bild 2.18 am Beispiel einer pneumatischen Druckförderanlage: Ein Geblase a bringt die aus der Atmosphäre angesaugte Luft auf den zur Förderung nötigen Druck. Infolge des Überdrucks strömt Luft durch die Förderleitung c. Gegen den Druck schleust eine Zellenradschleuse b das Fördergut in die Förderleitung ein. Förderluft und Fördergut strömen durch die Förderleitung in den Abscheider d, der das Gut von der Luft trennt. Die Luft strömt durch die Reinluftleitung wieder ins Freie. Das Fördergut verläßt den Abscheider und wird danach gelagert, gefördert oder verarbeitet. Die Bewegung des Förderguts ist bedingt durch das Fördermittel und die konstruktive Ausführung der Förderanlage. Das soll in den folgenden Abschnitten beschrieben werden. Bild 2.18 Schema einer pneumatischen Druck Förderanlage a Gebläse b Förderguteinschleusung c Fürderleitung d Fördcrgutabscheidung c Reinluftleitung
34
2.3.1
Gutbeschleunigung
Bevor das Fördergut beschleunigt werden kann, muß zunächst die Gewähr bestehen, daß es auch tatsächlich in die Förderleitung gelangt. Die Voraussetzungen dafür sind: a) Der Einlaufquerschnitt muß möglichst groß sein. b) Die Zulaufgeschwindigkeit des Förderguts soll nicht zu gering sein und möglichst eine Komponente in Förderrichtung haben. Das läßt sich durch eine Einlaufschräge erreichen. c) Die Schleusenleckluft entgegen dem zulaufenden Gutstrom ist unvermeidlich. Sie sollte aber unter Berücksichtigung von Abschnitt 2. l .5 so klein wie möglich gehalten oder separat geführt werden. d) Eine Einschleusung in die Waagerechte ist der in die Lotrechte nach oben vorzuziehen, da die Beschleunigung in der Waagerechten schneller erfolgt. Außerdem muß das herabströmende Fördergut dann nur 90° anstatt 180° umgelenkt werden. Eine Ausnahme macht hier das Druckgefäß mit der Entleerung nach oben (Abschnitt 7.6.2.2). e) Eine Einschleusung in eine lotrecht oder schräg nach unten führende Förderleitung hat stets Vorzüge, da das Fördergut bereits durch den freien Fall beschleunigt wird. Dem steht die größere Bauhöhe entgegen. Grundsätzlich ist zu beachten, daß der realisierbare Gutmassenstrom beim Eintritt in die Förderleitung an der Stelle eingestellt (dosiert) wird, wo das geringste Produkt aus der Gutgeschwindigkeit c mal dem Querschnitt A sich nach folgender Gleichung ergibt:
(Gl. 2.11) 2.3.1.1
Gutbeschleunigung bei Flugförderung
Wenn das Fördergut in der Förderleitung angelangt ist, wird es vom Luftstrom erfaßt und durch die Umströmung mit der Differenzgeschwindigkeit v — C beschleunigt. Die Beschleunigungskraft ist am Anfang am größten und nimmt mit steigender Gutgeschwindigkeit c ab. Für ein Polyethylengranulatkorn ist diese bei hoher Luftgeschwindigkeit (v = 30 m/s) nach Gl. 2.4 und dem Beispiel in Abschnitt 2.1.4:
7,4
Bei 30 m/s wird das Korn also mit 16 g anfangs beschleunigt, und bei 15 m/s an der unteren Grenze der Strähnenförderung immerhin noch mit der 4 fachen Erdbeschleunigung ( 4 g ) . Hätte das Granulatkorn die Gutgeschwindigkeit c = 0 m/s, könnte nach Gleichung (2.11) nichts eingeschleust werden. Es muß also beim Eintritt in die Förderleitung eine gewisse, wenn auch kleine Gutgeschwindigkeit in Förderrichtung vorhanden sein. Bei kleiner Gutgeschwindigkeit ist der Abstand der Körner voneinander geringer. Der
35
^\oo
N
^v
* °°o8 °
o
O °
O
3000 ?> S °0 0
c O ° 0°
O
Bild 2. 19 Die Gutsrrömung in der BeschleLinigungssrrecke
°
Granulatschleier wird längs der folgenden Beschleunigungsstrecke mit wachsender Gutgeschwindigkeit auseinandergezogen (Bild 2.19). Mit den zahl reichen Kräften auf das Einzelkorn nach Abschnitt 2.1.3 bewegen sich die Körner nicht nur axial, sondern auch radial. Sie treffen auf die Wand und geben einen Teil ihrer Energie beim Wandstoß ab. Vernachlässigt man die Wandreibung in der Beschleunigungsstrecke und die Reibung der Körner untereinander, dann läßt sich für den Verlauf der Gutgeschwindigkeit längs der waagerechten Förderleitung folgende Beziehung angeben:
(Gl. 2.12) Diese Gleichung, die nicht nach c explizit aufgelöst werden kann, ist in Bild 2.20 für das Fördergut Polystyrolgranulat aufgetragen. Darin ist ersichtlich, daß auch nach einer Förderlänge von 30 bis 40 m die Gutgeschwindigkeit kleiner als die Luftgeschwindigkeit ist. Unter den hier vorgenommenen Vernachlässigungen steigt die Gutgeschwindigkeit bis ins Unendliche weiter an. Durch Messung und Rechnung [2.3 ] konnte der Verfasser allerdings nachweisen, daß der auf die Rohrlänge bezogene Druckverlust A/?/A/ bei Sämereien und Kunststoffgranulaten nach einer Rohrlänge von 8 m hinter der Einschleusung bereits konstant war. Das heißt bei den meisten Fördergütern ist die Beschleunigung nach etwa 8 m Förderweg abgeschlossen. Stahlkugeln benötigten wegen der großen Korndichte ps allerdings 15 m und mehr zur Beschleunigung. Den Anlagenbauer interessiert nun die Frage, wieviel gerade Meter Förderrohr nach der Finschleusung für die Förderleitung vorzusehen sind. Diese Frage kann nicht quantitativ beantwortet werden. Es laufen pneumatische Förderanlagen, wo unmittelbar nach der Einschleusung ein Rohrkrümmer m die Lotrechte führt. Dabei muß sowohl Gl. 2.11 eingehalten als auch darauf geachtet werden, daß die Luftgeschwindigkeit nach der Einschleusung nicht zu gering ist. Gegebenenfalls ist die kurze Waagerechte und der Rohrkrümmer mit kleinerem Durchmesser auszuführen. 8 m Waagerechte nach der Einschleusung stehen häufig nicht zur Verfügung, Dennoch sind 2 m Waagerechte besser als der Rohrkrümmer direkt nach der Einschleusung. Dazu muß allerdings bemerkt werden, daß der Rohrkrümmer direkt nach der Einschleusung einen geringeren Druckverlust bedingt; denn das Eördergut wird zwischen Einschleusung und Rohrkrümmer nicht voll beschleunigt. Der günstigsten Förderung bei ausgebauter Beschleunigungsstrecke steht also ein höherer Druckverlust gegenüber.
36
Rohrlänge / nach der Einschleusung
*-
Bild 2.20 Theoretischer Verlauf der Gutgeschwindigkeit nach der Einschleusung ohne Rohrreibung nach Gl. 2.12 für Polystyrolgranulat mit wsL-h = 6,5 m/s
2.3.1.2
Gutbeschleunigung bei Pfropfenförderung
Bei der Pfropfenförderung reicht die Luftgeschwindigkeit von 2 bis 8 m/s nicht aus, das eingeschleuste Fördergut sofort zu transportieren. Es lagert sich am Rohrboden ab, bewegt sich mit dem nachfolgenden Fördergut langsam nach vorne und bildet einen Pfropfen. Die eigentliche Förderung beginnt erst dann, wenn der Pfropfen eine gewisse Länge erreicht hat, so daß er fast den ganzen Rohrquerschnitt ausfüllt. Dann baut sich zwischen Ende und Anfang des Pfropfens ein Differenzdruck auf, der nach Gl. 2.7 groß genug ist, den Pfropfen zu verschieben. Die Pfropfen zerfallen längs der Förderleitung und bilden sich in der Lotrechten wieder neu. Die Pfropfengeschwindigkeit von etwa l bis 3 m/s liegt sowohl unter der Luftgeschwindigkeit als auch unter der Schwebegeschwindigkeit des Einzelkorns. Da die Geschwindigkeiten bei der Pfropfenförderung klein sind, erhält man hier keinen zusätzlichen Druckverlust für die Gutbeschleunigung. Mehr oder weniger regelmäßig bleiben auch die Pfropfen in der Förderleitung liegen. Die Geschwindigkeiten bei der Einschleusung entsprechen denen, wenn sich in der Förderleitung ein Pfropfen neu bildet. Hier unterscheidet sich die Pfropfenförderung grundsätzlich von der Flugförderung, wo der zusätzliche Druckverlust bei der Gutbeschleunigung etwa dem Druckverlust in 20 m waagerechter Förderung entspricht.
37
2.3.2
Beharrungszustand
Der Beharrungszustand ist ein quasi stationärer Zustand bei Flug- und Strähnen förderung. Die einzelnen Körner werden zwar heim Stoß auf die Rohrwand und auf ein anderes Korn ständig abgebremst und wieder beschleunigt. Dieser Vorgang mittelt sich jedoch über die Förderlänge derart, daß man eine mittlere Gutgeschwindigkeit c im Beharrungszustand messen kann. Diese Gutgeschwindigkeit hedingt einen konstanten Druckabfall über dem Förderweg bei inkompressiblen Strömungen (Bild 2.21). Ap A
Bild 2.21 Druckverlauf über der Rohrlänge
Beschleunigungsstrecke
2.3.2.1
Beharrungsstrecke A/
Bcharrungszustand bei waagerechter Förderung
Der Verfasser hat wie viele andere Autoren zahlreiche Messungen des Druckverlustes im Beharrungszustand bei waagerechter pneumatischer Förderung durchgeführt [2.3] und dabei die Einflußparameter systematisch variiert. Der durch die Gutförderung bedingte zusätzliche Druckverlust Aps ist eine Funktion der Anströmgeschwindigkeit der Körner im Luftstrom. Für das Verhältnis der Gut- zur Luftgeschwindigkeit clv folgt aus den gemessenen zusätzlichen Druckverlusten nach [2.3]:
(G!. 2.13)
9-Qs-A/ Mit Gl. 2.13 und den oben angegebenen Messungen erhält man das Geschwindigkeitsverhältnis clv in Abhängigkeit von der Luftgeschwindigkeit o nach den Bildern 2.22, 2.23 und 2.24. Aus diesen Bildern läßt sich folgendes schließen: D Bei Flugförderung ist das Geschwindigkeitsverhältnis clv größer als bei Strähnenförderung.
38
a
B,ld2.22 Gcschwindigkeitsverlauf c/u nach [2.3] bei waagerechter Förderung von Sämereien mit den Werten:
Korn- Korndichte jj; durch- g; in kg/m' «
~ oj •* D) T3 ?=
messer j • c/s m mm
a Hornschotenklee 1.14 b Sommerraps 1,92 c Weizen 4,0 d Winterwicken 3,44 e Bitterlupinen 6,1
1420 1140 1380 1390 1340
Geschwindigkeitsverlauf du nach [2.3] bei waagerechter Förderung von Schüttgütern verschiedener Korndichte mit den Werten: Korn- Korndichte durch- os in kg/m 1 messer ös m mm a Polystyrolgranulat 1,02 b Hornschotenklee 1,14 c Glaskugeln 1,14 d Stahlkugeln 1,08
1070 1420 2990 78.50
^^b n ^^=^ — d e ^=
^ 0_8 ^3 -2 = Qg
l?»^
Z
^^ /
n, A
U H
/
•^g un>^? -g Sg ü
°()
5
10
15
20
25
Luftgeschwindigkeit v
30 m/s 3 *•
i
0,8 "5 •= fr rt c g ' j> -•2s u04 ''1 -^ Q^ ^ J °.2 -g « 0 C)
a -b
— —— =— =' ~-—-—'
.
X
5
10
15
_—
—c
_-—
—d
^
20
25
30 m/s 3
25
30 m/s 35
Luftgeschwindigkeit v
Bild 2.24 Geschwindigkcitsverhältnis c/u nach [2.3] bei waagerechter Förderung von Weizen in Anlagen mit verschiedenem Rohrdurchmesser d a d = 50 mm b d= 100 mm c d = 200 mm d d = 400 mm
1,0
0,8
0,6 l
l 0,4 D) T3 C
l o (O 0) O
0,2
10
15
20
Luftgeschwindigkeit v
D Die waagerechte pneumatische Flugförderung hat ein annähernd konstantes Geschwindigkeitsverhältnis über den ganzen Luftgeschwindigkeitsbereich. H Feinkörnige Fördergüter haben ein größeres Geschwindigkeitsverhältnis cl\> als grobkörnige. Das gilt allerdings nur für frei fliegende Körner und nicht für Strähnen. D Ein schweres Fördergut strömt langsamer durch die Förderanlage als ein leichtes. D Im Rohr mit größerem Rohrdurchmesser bewegen sich die Körner etwas schneller als im Rohr mit kleinerem Durchmesser. 2.3.2.2
Bcharrungszustand bei lotrechter Förderung
Im lotrechten Rohr tritt bei der Förderung nach oben ein erhöhter Druckverlust durch die Überwindung der Schwerkraft auf. Andererseits ist der Energieverlust durch die WandstÖße geringer, da die Schwerkraft axial gerichtet ist. So läßt sich das die Flug- und Strähnenförderung kennzeichnende Druckverlustminimum bei lotrechter Förderungg auch unter Vernachlässigung der Wandrcibung theoretisch errechnen [2.22]. J. FLATOW [2.22] und R. VOLLHEIM [2.23] messen, daß der Beharrungszustand bei Flugförderung erst nach 12 m Beschleunigungsstrecke eintritt. Vollheini ermittelt im Beharrungszustand im lotrechten Rohr die Gutgeschwindigkeit c als den ohne Wandreibung zu erwartenden Wert:
Nach Gl. 2.14 ergibt sich damit kein konstantes Geschwindigkeitsverhältnis ein im lotrechten Rohr. Deswegen erhielt auch FLATOW keinen konstanten Faktor, als er den Druckverlust im lotrechten Rohr durch den im waagerechten Rohr dividierte. Der bisweilen mit 1,6 bis 2 angegebene Wert ist also pauschal so nicht richtig. 2.3.3
Gutumlenkung im Rohrkrümmer
Im Gegensatz zur mechanischen Förderung kann bei der pneumatischen Förderung die Förderrichtung auf einfache Weise im Rohrkrümmer umgelenkt werden. Dabei trennt sich bei Flugförderung das Fördergut vom Luftstrom (Bild 2.25). 2.3.3.1
Krümmcrströmung
Die Förderluft folgt im wesentlichen dem Rohrkrümmer, während das Fördergut infolge seiner Trägheit diese Umlenkung nicht mitmacht und auf die Krümmerwand prallt [2.24], Beim ersten Auftreffen des Förderguts auf die Krümmeraußenwand verliert es einen Teil seiner kinetischen Energie. Der größte Anteil des Förderguts gleitet an der Krümmeraußenwand bis zum Krümmeraustritt. Er wird anschließend vom Luftstrom erfaßt und bei Flugförderung wieder gleichmäßig über den Rohrquerschnitt verteilt. Insbesondere bei elastischem Fördergut und großem Krümmungsradius springt ein Teil des Förderguts an die Innenwand des Krümmers. Oder das Fördergut bewegt sich in Sprüngen an der Krümmeraußenwand durch das Rohr (Bild 2.26).
40
Bild 2.25 Die Gutumlenkung im Rohrkrümmer
Bild 2.26 Drei Möglichkeiten der Bewegung des Einzelkorns im Rohrkrümmer
2.3.3.2
Krümmer-und Gutverschleiß
Beim ersten Auftreffen des Einzelkorns auf die Krümmeraußenwand werden Korn und Wand besonders stark beansprucht. Die hohen Geschwindigkeiten der Flugförderung (28 m/s entsprechen 100 km/h) führen an dieser Stelle oft zu Bruchkorn und Kornverschleiß. Umgekehrt ist bei abrasivem Fördergut der Anlagenverschleiß an dieser Stelle besonders hoch (Bild 2.27 sowie [2.25 und2.26J). Dieser läßt sich verringern, wenn man den Rohrkrümmer mit einer besonders tiefen künstlichen Verschleißmulde ausführt, so daß das Fördergut liegen bleibt und Schüttgut auf Schüttgut prallt.
Bild 2.27 Verschleiß am Rohrkrümmer
Verschleißmulde und ' 1. Gutaustritt
41
Bild 2.28 Rohrkrümmer mit zwei Auftreffpunkten nach [2.27]
2.3.3.3
Krümmergcometrie
K.WAGNFR [2.27| ging davon aus, daß das auf die Krümmeraußenwand prallende Korn sich als idealisierte elastische Punktmasse verhält, so daß Einfallswinkel gleich Ausfallswinkel ist. Bei zwei Auftreffpunkten (Bild 2.28) erhält man damit ein Verhältnis des Krümmungsradius R zum Rohrdurchmesser d:
R:d= 6,07
{Gl. 2.15)
So setzen manche Hersteller von pneumatischen Förderanlagen grundsätzlich Rohrkrümmer mit R : d = 6 ein. Das ist jedoch nach den Ausführungen zu Abschnitt 2.3.3.1 nicht zwingend, da die Körner im Rohrkrümmer gewöhnlich nicht springen, sondern gleiten. Bei Flugförderung ist wesentlich, daß der Krümmungsradius nicht zu klein ist. Für die meisten Einsätze ist das Ergebnis nach Gl. 2.15 ein Minimum. Dieses wird aus baulichen Gründen bis zu K : d = 4 bisweilen noch unterschritten. Für die Einphasenströmung werden im Handel übliche Rohrkrümmer mit R : d — 2,5 oder 1,5 angeboten. Diese sind jedoch wegen der größeren Verstopfungsgefahr hei der pneumatischen Flugförderung nicht zu empfehlen. Häufig werden für die pneumatische Förderung Rohrkrümmer mit vom Durchmesser unabhängigem Krümmungsradius verwendet mit Werten wie
42
R = 500 mm, 1000 mm, 1500 mm, 2000 mm. Diese haben sich grundsätzlich bewährt, da sie gewöhnlich auf größere Werte als R : d = 6 führen. Die Standzeit eines von schleißendem Fördergut durchströmten Rohrkrümmers nimmt nach [2.26] mit den Verhältnis R : d zu. Außerdem ist der Druckverlust im Krümmer bei größerem Krümmungsradius bis zu gewissen Grenzen etwas geringer. Dennoch wurden aus Gründen des Verschleißes auch schon Rohrkniee mit sogenannten Pralltöpfen am Schnittpunkt der Achsen eingesetzt. Hier prallt im Topf Schüttgut auf Schüttgut, wodurch der Anlagenverschleiß verringert wird. In der Kunststoffindustrie, wo sich durch Abschmelzen der Granulatecken beim Gleiten an der Rohrwand sogenanntes «Engelhaar» bildet, sollen die besonders großen Rohrkrümmer etwas ungünstiger sein. Schließlich sei noch darauf hingewiesen, daß alle diese Ausführungen nur für die Flugund Strähnenförderung gelten. Bei Pfropfenförderung sind die Rohrkrümmer unproblematisch. Neben Krümmern mit 90°-Umlenkung werden dort auch solche mit 180°Umlenkung eingesetzt. Auf Messen wurde sogar gezeigt, daß man mit Pfropfenförderung durch eine als Brezel verlegte Leitung fördern kann. 2.3.3.4
Druckverlust im Rohrkrümmer
Durch die Reibung des Förderguts an der Rohrwand wird nach Abschnitt 2.3.3.1 das Fördergut abgebremst. In der geraden Rohrstrecke im Anschluß an den Rohrkrümmer muß das Fördergut wieder auf die Gutgeschwindigkeit c der Beharrungsstrecke beschleunigt werden. Dieser Beschleunigungsvorgang vollzieht sich ähnlich wie bei der Guteinschleusung, wenn man z. B. in Bild 2.20 nicht mit der Anfangsgeschwindigkeit 0, sondern mit einer gewissen Geschwindigkeit c beginnt. Deswegen wird der zusätzliche Druckverlust bei Gutförderung durch einen Rohrkrümmer auf den zusätzlichen Druckverlust ähnlich Bild 2.21 bei der Gutbeschleunigung bezogen [2.28, 2.29, 2.30]. Je nach Ausführung und Lage des Rohrkrümmers beträgt der zusätzliche Druckverlust des Rohrkrümmers 30% bis 50% des Druckverlustes bei der Beschleunigung des Förderguts [2.31J. Das Verhältnis des Krümmerverlustes zum Beschleunigungsverlust wird vor allem durch das Fördergut, den Krümmungsradius und die Luftgeschwindigkeit bestimmt. Es gehorcht damit anderen Gesetzen als der Widerstandsbeiwert L bei reiner Luftströmung. 2.3.4
Druckverlauf längs der Förderleitung
In den Abschnitten 2.3.1 bis 2.3.3 wurde die Bewegung des Förderguts durch die Förderanlage beschrieben. Eine Bewegung ist nur möglich, wenn eine Leistung — hier die Gebläseleistung — zur Überwindung der Reibungsverluste aufgebracht wird. Diese Leistung nach Gl. 2.10 stellt bei konstantem Luftvolumenstrom eine Druckerhöhung zur
43
©
1
Bild 2.29 Druckverlauf längs der Förderleitung
2 Reinluftwiderstand
V
I Beschleunigungswiderstand Druckverlust Inder Waagerechten l Druckverlust im Rohrkrümmer waagerecht/lotrecht Druckverlust in der Lotrechten l Druckverlust im Rohrkrümmer lotrecht/waagerecht Druckverlust in der Waagerechten Druckverlust im Abscheider
0© Verfügung, mit der die Widerstände in den einzelnen Anlagenteilen überwunden werden können. Bild 2.29 zeigt die einzelnen Druckverluste, deren Sunirnierung in der richtigen Reihenfolge den Druckverlauf längs der Förderleitung ergibt. Der Druck fallt immer an den Stellen der Förderleitung besonders stark ab, wo Einzelwiderstände auftreten und das Fördergut danach beschleunigt werden muß, z.B. bei der Guteinschleusung und im Rohrkrümmer. Eine genaue Berechnung der einzelnen Druckverluste, was die Aufgabe ]eder Auslegung einer pneumatischen Förderanlage ist, erfolgt in Kapitel 4.
2.4
Saug- und Druckanlage
Je nachdem, ob das Gebläse vor oder nach der Förderlcitung und damit der Schüttgutströmung sitzt, unterscheidet man die pneumatische Saug- und die Druckfordcranlage (Bild 2.30). In beiden tritt während der Förderung längs der Förderleitung ein Druckverlust auf, so daß der Druck am Anfang höher als am Ende ist. In der Sauganlage wird bei Atmosphärendruck eingeschleust. Dadurch herrscht in der gesamten Förderleitung Unterdruck. Aus der Druckanlage wird bei Atmosphärendruck ausgeschleust, und der Druckverlust in Strömungsrichtung führt dazu, daß überall in der Förderlcitung ein Überdruck herrscht. Dieser ist am größten am Punkt der Einschleusung.
44
Filter
Bild 2.30 Die zwei Möglichkeiten der pneumatischen Förderanlage a) Saugförderanlage b) Druckförderanlage
0 bar 0,6
Rohrweiche
O-
0,65 bar \ /
Sauggebläse
Austragung
1 bar
Einschleusung
a)
1 bar Abscheidung i Einschleusung Rohrweiche
1,8 bar Gebläse b)
Der Druck auf der Erdoberfläche von etwa l bar ist bedingt durch die stehende Luftsäule der Atmosphäre. Wird diese Luftsäule abgesaugt, erhält man den auf der Welt minimal möglichen Druck von 0 bar. Folglich kann eine pneumatische Saugförderanlage theoretisch mit der maximalen Druckdifferenz Ap max = l bar — 0 bar = l bar betrieben werden. Aus Gründen der Unterdruckerzeugung und des Betriebs einer pneumatischen Saugförderanlage ist allerdings nur der Bereich zwischen p = l bar und 0,6 bar (minimal 0,5 bar) für den Betrieb einer pneumatischen Saugförderanlage wirtschaftlich. Dieser Druckdifferenz von Ap = 0,4 bar bei pneumatischen Saugförderanlagen steht eine theoretisch unbegrenzte Druckdifferenz zum Betrieb einer pneumatischen Druckförderanlage gegenüber. Praktisch bestimmt der gewählte Verdichter die Auslegung der Druckförderanlage (s. Kapitel 6). Es ist sinnvoll, die Förderung nach dem erzeugten Druck des Verdichters einzuteilen: Förderung
Verdichter
Druckdifferenz
Niederdruck Mitteldruck Hochdruck
Ventilator Drehkolbengebläse Verdichter
0 bis 0,15 bar 0,15 bis 1 bar 1 bis 3 (6) bar
45
Diese Einteilung, die nicht zwingend ist, bezieht sich auf die im Handel ohne Sondermaßnahmen angebotenen Radialventilatoren. Sie weicht von der DIN-Norm 24 163 insofern ab, als dort folgende Druckdifferenzbereiche unterschieden werden: n Bei einer Druckerhöhung zwischen 0 und 0,3 bar nennt man den Drucklufterzeuger Gebläse. D Über einer Druckerhöhung von 0,3 bar spricht man von Verdichter. Da die Sauganlage bei Atmosphärendruck einschleust, ist die Einschleusung unproblematisch und auf ein reines Dosierproblem reduziert. Dagegen muß man am Ende der Sauganlage für eine kontinuierliche Austragung des Förderguts gegen eine Druckdifferenz sorgen. Die Druckanlage hat dieses Problem bei der Einschleusung. Das hat insbesondere bei hohem Druck zu vielen interessanten Schleusenentwicklungen geführt (s. Kapitel 7). Die Sauganlage ist besonders geeignet, um Schüttgüter wahlweise von mehreren Punkten zu einem zentralen Punkt zu fördern (z.B. in einer Schiffsentladeanlage oder in einer zentralen Staubsauganlage). Am Ende der Sauganlage stehen Filter und Gebläse. Dagegen löst die Druckanlage die Förderprobleme besser, wenn von einem Punkt zu wahlweise einem von mehreren Punkten gefördert werden muß (z.B. bei der Beschikkung einer Siloanlage). Für besondere Probleme, wenn wahlweise von mehreren zu mehreren Punkten zu fördern ist, setzt man eine pneumatische Saug-Druck-Förderanlage ein (Bild 2.31). Diese Bauart hat zwar viele Fördermöglichkeiten, sie benötigt allerdings einen größeren Rohrdurchmesser und mehr Energie bei gegebenem Gutmassenstrom infolge zahlreicher Rohrkrümmer und der zwei Gutbeschleunigungen; denn das Fördergut muß sowohl in der Sauganlage als auch in der Druckanlage auf die Fördergeschwindigkeit beschleunigt werden. Wegen der geringen zur Verfügung stehenden Druckdifferenz bei der Saugförderung haben pneumatische Saugförderanlagen bei gleichem Gutmassenstrom einen größeren Rohrdurchmesser als Druckförderanlagen. Sie benötigen zur Förderung eine größere Luftmenge und damit auch eine etwas höhere Antnebslcistung für das Gebläse. Der Vorteil der einfacheren Einschleusung in eine Saugförderanlage hat dazu geführt, daß ungeachtet des größeren Energiebedarfs die größten pneumatischen Förderanlagen als Saugförderanlagen gebaut wurden. Das sind Schiffsentladeanlagen für bis zu 800 t/h Getreide. Um den Energieverbrauch möglichst klein zu halten, erfolgt hier nur die Aufnahme des rieselfähigen Schüttguts pneumatisch. Im Laufe der weiteren Förderung wird so früh wie möglich auf eine mechanische Stetigförderanlage oder auf eine pneumatische Hochdruck-Förderanlage übergeben (s. Abschnitt 10.3). Eine Gegenüberstellung der Saug- und der Druckanlage zeigt Tabelle 2.1. Wenn bei dieser zweifellos subjektiven Bewertung die Druckanlage besser abschneidet, dann äußert sieb das durch die Tatsache, daß heute wohl etwas mehr Druckförderanlagen als Saugförderanlagen betrieben werden. Dennoch werden auch weiterbin pneumatische Saugförderanlagen gebaut, da diese Anlage, insbesondere bei der Guteinschleusung, einige wesentliche Vorteile hat. Deswegen soll in Kapitel 4 der Berechnung der Saugförderanlage dieselbe Sorgfalt wie der Druckförderanlage gewidmet werden.
46
Bild 2.31 Pneumatische Saug-Druck-Förderanlage
Tabelle 2. l
Vergleich der pneumatischen Saug- mit der Druckförderung
Kriterium
Saugförderanlage
— Einschleusung — Ausschleusung — max. Förderdruckdifferenz — Gebläsegröße — max. Förderweg — Rohrdurchmesser — erreichter Gutmassenstrom — Förderwege — Aufwand für Entstaubung — Staubentwicklung — Eignung für Pfropfenförderung - Verstopfungsgefahr — Aufwand für Verstopfungsbeseitigung — Anlagekosten — Betriebskosten
bei Atmosphärendruck aus Unterdruck 0,4 (0,5) bar
Vorteile: Nachteile:
groß geringer größer 800 t/h von mehreren Punkten groß keine gering größer geringer
Druckförderanlage +
+
++
+
größer größer
gegen Überdruck bei" Atmosphärendruck 6 (25) bar
+ +
geringer größer geringer 400 t/h
+ + +
zu mehreren Punkten geringer vorhanden groß
+ + +
geringer größer
+
geringer geringer
+ +
5+
10 +
10-
5-
47
2.5
Betriebspunkt einer pneumatischen Förderanlage
2.5.1
Betriebspunkt bei Flugförderung
Wie beim Betneb einer Anlage mit einphasiger Strömung so erhält man auch bei einer pneumatischen Förderanlage den Betriebspunkt als Schnittpunkt der Gebläsekennlinie mit der Anlagenkennlinie. Dabei ist die Anlagenkennlinie das Zustandsdiagramm (s. Abschnitt 2.2). Darauf wies erstmals H. ÖTTINGER hin [2.32]. In Bild 2.32 ist der Bereich der Flugförderung aus dem Zustandsdiagramm nach Bild 2.13 entnommen. Dazu wurden die Kennlinien Ap ( V ) oder A/7 (o) eines Drehkolbengebläses und eines Ventilators - hier als mehrstufiger Ventilator - eingetragen. Wird in die dem Bild 2.32 zugrunde liegende Förderanlage ein Gutmassenstrom von 6 t/h eingeschleust, dann ergibt sich beim Betrieb mit Drehkolbengebläse und Ventilator der Betriebspunkt A:
u = 24 m/s, A/7 = 0,45 bar, Qs = 6 t/h. Würde man den Gutmassenstrom auf Qs = 7 t/h erhöhen, dann würde beim Betrieb mit Drehkolbengebläse der Druckverlustauf 0,5 bar ansteigen, und die Luftgeschwindigkeit bliebe annähernd gleich. Liefert ein Mehrstufcnventilatorr die Druckluft, dann erhält man bei Q\ ~ 7 t/h keinen reellen Schnittpunkt mehr. Die Förderanlage würde verstopfen. Bild 2.32 Betriebspunkt einer pneumatischen Förderanlage A reeller Betriebspunkt
B nicht reeller Betriebspunkt
20
Luftgeschwindigkeit
48
25
Der Schnittpunkt B zwischen Anlagen- und Ventilatorkennlinie ist zwar reell aber für den Betrieb nicht möglich. Eine geringe Störung in der Anlage, die immer mit einer Abnahme der Luftgeschwindigkeit verbunden ist, würde den Betriebspunkt B auf der Kurve Q = 6 t/h nach links wandern lassen. Der Mehrstufenventilator wäre mit seiner flachen Kennlinie nicht mehr in der Lage, den zur Förderung nötigen erhöhten Druck zu erzeugen. Daraus geht hervor, daß der Betrieb um so sicherer ist, je steiler die Gebläsekennlinie verläuft. Dennoch kann auch ein Ventilator im Bereich der Flugförderung einen gesicherten Betrieb ermöglichen. Das besonders dann, wenn seine Kennlinie im Betriebspunkt steil verläuft. Dabei ist zu beachten, daß die Anlagenkennlinie durch Betätigen der Drosselklappe steiler wird. Das führt nach Bild 6.11 zu einem besseren Schnittpunkt von Gebläse- und Anlagenkennlinie. Bei der Beurteilung der Stopfgrenze einer pneumatischen Förderanlage (s. Abschnitt 2.2.4) ist also nicht nur das Zustandsdiagramm, sondern auch die Gebläsekennlinie zu berücksichtigen. Das mindert zweifellos die Brauchbarkeit des Begriffes «Stopfgrenze». Arbeitet eine pneumatische Förderanlage mit Drehkolbengebläse im Saugbetrieb, dann ist nicht nur der am Saugstutzen des Gebläses gemessene Luftvolumenstrom V geringer. V muß auch noch isotherm auf den Zustand an der Saugdüse umgerechnet werden. Nur dann ist die für die pneumatische Förderung erforderliche Luftgeschwindigkeit am Punkt der Einschleusung in die Saugförderanlage vorhanden. Das würde z. B. bei Ap = 0,5 bar zum halben Luftvolumenstrom führen. Der Anlagenbauer weiß das und verdoppelt den Luftvolumenstrom am Saugstutzen des Gebläses. Was aber weniger berücksichtigt wird, ist die Tatsache, daß die im Druckbetrieb steile Kennlinie des Drehkolbengebläses im Saugbetrieb infolge der Druckabhängigkeit flacher wird, wenn man den Luftvolumenstrom auf den Atmosphärenzustand bezieht. Weiterhin verändert eine erhöhte Ansaugtemperatur die Gebläsekennlinie. Das ist besonders beim Ventilator der Fall, dessen Druckerhöhung von der Luftdichte abhängt, die mit steigender Temperatur abnimmt. Schließlich muß die Schieusenleckluft sowohl absolut als auch in bezug auf die Änderung der Gebläsekennlinie berücksichtigt werden. Damit lassen sich folgende Kriterien für das Zusammenspiel der Gebläsekennlinie mit der Anlagenkennlinie einer pneumatischen Förderanlage zusammenfassen: a) Es ist ein reeller Schnittpunkt von Gebläsekennlinie und Anlagenkennlinie erforderlich. b) Die Gebläsekennlinie muß im Schnittpunkt steiler als die Anlagenkennlinie sein. c) Auch bei Schwankungen des Gutmassenstroms muß der Schnittpunkt noch reell sein. d) Bei Sauganlagen mit Drehkolbengebläse ist der erforderliche Luftvolumenstrom auf den Atmosphärenzustand umzurechnen und die flachere Gebläsekennlinie im Saugbetrieb zu berücksichtigen. e) Die Auswirkungen größerer Lufttemperaturen auf die Druckerhöhung sind bei Ventilatorbetrieb absolut und bezüglich der Steilheit der Gebläsekennlinie zu beachten.
49
f) Undichtigkeiten im System (z.B. Schleusenleckluft) verändern den Luftvolumenstrom absolut. Außerdem verringern sie die Steilheit der Gebläsekennlinie, da die Leckluftmenge druckabhängig ist. Es ist durchaus möglich, daß sich die Schwierigkeiten mancher ausgeführten Anlage mit den Kriterien a) bis f) erklären lassen. Auch der Verfasser hat bereits vor Ort eine Ventilatorsauganlage in eine Druckanlage umgebaut. Als so gut wie alle negativen Kriterien a) bis f) beseitigt waren, erreichte die Anlage den garantierten Gutmassenstrom von 10 t/h PE-Pulver.
2.5.2
Betriebspunkt bei Pfropfenförderung
Die im vorangehenden Abschnitt genannten Betriebskriterien sind allgemeingültig und gelten deswegen auch für die Pfropfenförderung. Allerdings sind im Bereich der Pfropfenförderung die Anlagenkennlinien steiler als bei Flugförderung. Die Drücke sind etwa um den Faktor 3 höher und die Luftmengen um den Faktor 3 geringer. Um so wichtiger ist unter diesen Bedingungen die steile Gebläsekennlinie. Das ist neuerdings durch den zunehmenden Einsatz von Lavaldüsen zur Luftmengenregelung mit absolut senkrechter Gebläsekennlinie möglich (s. Abschnitt 6.6.4). Die Annahme, daß die 15 bis 20 Jahre alte Pfropfenförderung erst mit dem Wissen von Abschnitt 2.5.1 zuverlässig ausgelegt werden kann, ist plausibel. Besonders ungünstig wirkt sich bei den Betriebsbedingungen der Pfropfenförderung die Schleusenleckluft aus. Sie ist wegen des hohen Druckes der Pfropfenförderung grö-
Bild 2.33 Betriebspunkte bei Pfropfenförderiing nach [2.21] bei Luftmengenregelung mit Lavaldüse, sowie I herkömmliche Zellcnradschleuse mit hoher Leckluftrate II Dichtschleuse mit niedriger Leckluftrate A, B, C stabile Bctrichspunktc D instabiler Betriebspunkt
Luftgeschwindigkeit v
50
ßer und drückt die Steilheit der Gebläsekennlinie um so mehr, weil die zur Förderung nötige Luftmenge gering ist. Deswegen wurden Hochdruck-Zellenradschleusen bis 3 bar Druckdifferenz bei gleichzeitiger Verminderung der Schleusenleckluft entwickelt [2.33]. Diese werden in Abschnitt 7.5.3.4 behandelt. R. ERNST [2.21] hat die Anlagenkennhnie mit Qs = konst. und die Kennlinien der Luftversorgung einer Pfropfenförderanlage mit Lavaldüse und zwei verschiedenen Zellenradschleusen gemessen. Aus Bild 2.33 geht hervor, daß die herkömmliche Zellenradschleuse mit größerer Schleusenleckluft in der betriebenen pneumatischen Druckförderanlage nur den Betriebspunkt A hat. Dagegen kann die Anlage mit der geringeren Schleusenleckluft, bedingt durch die Dichtschleuse, auch noch in den Betriebspunkten B und C betrieben werden.
51
Fördergut und Fördermittel
Die die pneumatische Förderung bestimmenden Einflußgrößen werden durch folgende drei Komponenten eingebracht: D die Förderanlage, D das Fördergut, D das Fördermittel. Die Gestaltung der Förderanlage und deren Einflußgrößen werden in den Kapiteln 5 bis 10 behandelt. Viele Einflüsse hat das Fördergut auf die Förderung.
3.1
Fördergut als Schüttgut
In der Fördertechnik wird unterschieden zwischen Stückgut und Schüttgut. Sieht man davon ab, daß auch grobstückige Fördergüter (z.B. Kunststoffgehäuse) mit Luft durch Rohrleitungen geblasen werden, dann versteht man unter pneumatischer Stückgutförderung die sogenannte Rohrpost. Mit Rohrpost werden Schriftstücke, Bücher, Akten und anderes pneumatisch gefördert. Dabei nimmt eine sich im Rohr bewegende Büchse die Schriftstücke auf. Die Büchse füllt annähernd den ganzen Rohrquerschnitt aus. Bläst man Luft durch das Rohr, dann ist die Geschwindigkeit der Büchse beinahe gleich der des Luftstromes. Diese Bewegung kann mit den Grundlagen der einphasigen Rohrströmung ohne große Probleme beschrieben werden [3.1]. Wie in Kapitel 2 erläutert wurde, ist die pneumatische Schüttgutförderung ungleich schwerer zu beschreiben. Das beruht auf den zahlreichen unterschiedlichen Eigenschaften des Schüttguts und auf seinem Verhalten im Luftstrom. 3.1.1
Schüttgutverarbeitende Industrie
In einer umfangreichen Studie untersuchten K. WEHKINC; und R. HOLZHAUER [3.2] die Arbeitsfelder der Schüttguttechnik. Die in Bild 3.1 aufgeführten vier Gebiete, auf denen Praxis und Wissenschaft arbeiten, beschäftigen sich zu einem gewissen Teil alle mit pneumatischer Förderung. Aus Bild 3.2 sind die Schüttgutmengen zu entnehmen, die in den einzelnen Industriezweigen nach [3.2 mechanisch und pneumatisch gefördert werden. Dabei wurden vom Verfasser die Industriezweige rot gezeichnet, die neben mechanischer Förderung auch pneumatische Förderung einsetzen. Setzt man hier die pneumatische Förderung zur Hälfte an, was gemessen an den anderen Unsicherheiten vertretbar
53
Bild 3.1 Vier Arbeitsfelder der Schüttguttechnik nach [3.2]
1 Industriezweig mit wesentlicher pneumatischer Förderung
Mio. t
1
MOn 2
3
4
ml ' : " nnn - „
5
6
7
9 10 11 12 13 14 15
Bild 3.2 Mechanisch und pneumatisch geförderte Schüttgutmengen in der Bundesrepublik Deutschland im Jahre 1985. Quelle: Statistisches Bundesamt 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Sand, Steine, Erde, Mineralien Steinkohle Eisener/e Chemische Grundstoffe Futtermittel, Pflanzenerzeugnisse Nahrungs- und Genußmittel Düngemittel Getreide Zement, Kalk, Cups Schlacken, Asche NE-Erze Braunkohle Kali und Salz Holz NE-Abfälle
erscheint, dann wären im Jahr 1985 in der Bundesrepublik Deutschland etwa 75 Mio. t Schüttgut pneumatisch gefördert worden. Das entspricht einem Anteil von etwa 15% an der gesamten umgeschlagenen Schüttgutmenge von etwa 500 Mio. t. 3.1.2
Schüttgüter der pneumatischen Fördertechnik
In den meisten Industriezweigen trifft man auf pneumatische Förderanlagen. In der VDI-Richtlinie 2329 [3.3| wurden die wesentlichen Fördergüter den Industriezweigen zugeordnet (Tabelle 3.1). Die Liste der aufgeführten Fördergüter zeigt zwar, wo die Fördergüter auftreten. Sie ist aber zwangsläufig unvollständig, da längst nicht alle Stoffe aufgeführt sind. Außerdem ändern die Schüttgüter ihr Förderverhalten mit vielen der in
54
Abschnitt 3.2.2 angegebenen Eigenschaften, wie z. B. dem Korndurchmesser, der Kornform, der Korngrößenverteilung, der Gutfeuchte, der Guttemperatur u. a. So ist eigentlich die Anzahl der Fördergüter fast unbegrenzt. Vom Verhalten her lassen sich bestimmt 10 000 verschiedene Fördergüter angeben. Die Hersteller von pneumatischen Förderanlagen führen in ihren Schüttgutlabors mehrere tausend Fördergutproben zur Schüttgutuntersuchung und als Beleg für ausgeführte Förderanlagen.
3.2
Schüttguteigenschaften
Mit der Einführung der Pool-Palette bis 1000 kg Traglast ist es bei der mechanischen Stückgutförderung gelungen, alle Guteigenschaften auf eine, nämlich die Palettenabmessung, zurückzuführen. Das ist bei der Schüttgutförderung anders. 3.2.1
Allgemeine Schüttguteigenschaften
Nach Tabelle 3.2 gibt es eine Vielzahl von Schüttguteigenschaften. Die hier aufgeführten und nach Kriterien geordneten Guteigenschaften sind zwangsläufig nicht vollständig, und einige Eigenschaften sind so geartet, daß sie je nach Herstellung variieren oder sich unter Einfluß der Atmosphäre und der Zeit ändern. Das mag der Grund dafür sein, daß es bis heute nicht gelungen ist, eine jederzeit abrufbare Datenbank für Schüttgüter zu erstellen [3.2]. Ein Vorschlag für eine Klassifizierung der Schüttguteigenschaften ist in FEM 2581 enthalten [3.4]. Außerdem gibt es zweifellos viel nicht veröffentlichtes Spezialwissen der Hersteller und Betreiber von schüttguttechnischen Anlagen.
Tabelle 3.1
Die Fördergüter in den einzelnen Industriezweigen nach [3.3]
Industriezweig
Fördergüter
Aluminiumindustrie Brauereien Chemische Industrie Futtermittel Getreide Holzindustrie Papierindustrie Kunststof (Industrie Mineralindustrie Mühlenindustrie Nahrungsmittelindustrie Ölindustrie Zemcntindustrie
Tonerde, Aluminiumhydroxid Gerste, Malz, Grünmalz, Malzkcime Nitrate, Phosphate, Ruß Schrote, Fischmehl, Expeller Weizen, Gerste, Mais, Reis Sägespäne, Sägemehl, Hackschnitzel Zellstoff, Kaolin Granulate, Pulver, Zuschlagstoffe Oxide, Salze, Kohlenstaub Mehle, Grieße, Nachprodukte Milchpulver, Kaffee, Kakao Zucker, Stärke Sojabohnen, Raps, Kopra Zement, Rohmehl
55
3.2.2
Wesentliche Schüttguteigenschaften für die pneumatische Förderung
Aus Tabelle 3.2 wurden einige für die Förderung wesentlichen Guteigenschaften entnommen und in Tabelle 3.3 mit Bemerkungen zur pneumatischen Förderung versehen. Diese Bemerkungen beruhen auf vielen Erfahrungen und sind selbstverständlich subjektiv. Man sollte sie nicht losgelöst voneinander betrachten. Es empfiehlt sich, von einem Förderverfahren abzusehen, wenn sich mehrere Nachteile häufen [3.5].
Tabelle 3.2
Die Fördergüter in den einzelnen Industriezweigen nach [3.3]
Kriterium
Fliels'verhaltcn
Dynamik Strömung
Eigenschaft Schüttdichte Raumdichte Höh Iran man teil Verdichtung Ko rn d u rch messe r Korn form Korngrößenverteilung Innere Reihung Kohäsion Wandreibung Adhäsion Schüttwinkel Kornharte Bruchkornbildung Verschleiß Elastizitätsmodul Stoßfaktor Sinkgeschwindigkeit Widerstandsbeiwert cw Druckverlustbeiwert xs Luftgeschwindigkeit bei Flugforderung Gutmassenstrom
Fluidisierbarkeit Temperatur
Lufthaltevermögen Guttemperatur Brennbarkeit Explosionsdruck
Explosionsdruckanstieg Feuchtigkeit
Umwelt
56
Gutfeuchtigkeit hygroskopische Eigenschaft Klebrigkeit Sorptionsisotherme Geruchsbelästigung Verderblichkeit Staubentwicklung Giftigkeit
Tabelle 3.3
Folgerungen aus Tabelle 3.2 für die pneumatische Förderung
Eigenschaften des Förderguts
Bemerkung zur pneumatischen Förderung
Schüttdichte Raurndichte Höh l räum an teil
— bestimmt Bauart und Größe der Schleusen. — Der Druckverlust nimmt mit steigender Raumdichte zu. — Bei zu geringem Hohlraumanteil ist keine Pfropfenförclerung möglich. — Bei körnigem Fördergut ( l rnm) nimmt der Druckverlust mit dem Korndurchmesser etwas ab [3.8J. — Sehr feine Fördergüter backen manchmal im glatten Rohr an. — Güter mit Kugel- oder Zylinderform lassen sich in allen Förderzuständen gut fördern. — Faserige und plättchenförmige Kornform ist für Pfropfenförderung nicht geeignet. — Weites Kornspektrum ist für Pfropfenförderung nicht geeignet. — Zunehmende Wandreibung erschwert die Pfropfenförderung und bringt größeren Druckverlust bei Flugförderung Kohäsive und adhäsivc Fördergüter lassen sich oft nur mit speziellen Verfahren fördern. — Bei größerer Kornhärte (ab Mohs-Härte 3 bis 4) kein Einsatz von Zellenradschleusen. — wird weitgehend bei Pfropfenförderung vermieden. — Bei körnigem Fördergut kein wesentlicher Einfluß auf die Förderung. - siehe Kapitel 4. — Beide ermöglichen die schonende, wirtschaftliche Fließfördernng. — Staubförmige, explosible Fördergüter werden oft unter Schutzgas gefördert.
Korndurchmesser
Korn form
Korngrößenverteilung Wandreibung Kohäsion, Adhäsion Korn h arte Bruch kornbildung Sinkgeschwindigkeit Druckverlustbeiwert Fluidisierbarkeit, Lufthaltevermögen Brennbarkeit
Nach Tabelle 3.3 nehmen die Probleme bei kleinen Luftgeschwindigkeiten im Bereich der sogenannten Langsamförderung zu. Deswegen sind die Anlagenbauer längst dazu übergegangen, vor der Auslegung einer pneumatischen Langsamförderanlage für ein neues Fördergut Förderversuche an einer Laboranlage durchzuführen. Das erhöht nicht nur die Sicherheit der eigenen Auslegung, sondern ist auch demonstrativ für den späteren Betreiber der Anlage und verkaufsfördernd für den Hersteller.
57
3.3
Messung, Registrierung und Beispiele von Schüttguteigenschaften
Für die Messung der Schüttguteigenschaften wurden zahlreiche Meisgeräte entwickelt, die in einem Schüttguttabor vorhanden sein sollten. Einige davon, die jedoch für die pneumatische Förderung noch nicht ausreichen, enthält FEM 2481 [3.6]. Nachdem man früher die Guteigenschaften m Ordnern und Lochkarten registriert hat, ist der moderne Stand eine bis auf weiteres firmeneigene Schüttgut-Datenbank. Die Werte dieser Datenbank können innerhalb einer Firma für jeden Anlagenplaner abrufbar sein. Bei entsprechender Pflege der Datenbank kann er alle Daten auf dem neuesten Stand erhalten und bei seiner Planung und Auslegung berücksichtigen. Die Messungen der Schüttguteigenschaften nach Tabelle 3.2 werden hier vorgestellt. 3.3.1
Gewicht des Schüttguts
Die Schüttdichte ist nach VDI-Richtlinie 2031 [3.7] die Masse der Raumeinheit des locker in einen Behalter geschütteten Gutes. Als Behälter werwendet man gewöhnlich ein Meßglas mit 0,5 bis l d m ' Inhalt. Die Schüttdichteo s s ist dann gleich der Masse des Inhalts, dividiert durch sein Volumen. Durch Einrütteln des Schüttguts erhält man die Rütteldichte ^SR^ die je nach Schüttgut bis zu 30% größer als die Schüttdichte sein kann. Nach VDI-Richtlinie 2031 ist die Raumdichte die Masse der Raumeinheit eines Gutes, einschließlich der offenen und geschlossenen Poren. Demgegenüber berücksichtigt die Scheindichte nur die Masse der Raumeinheit einschließlich der geschlossenen Poren. Beide sind gleich, wenn das Schüttgut keine offenen Poren hat, was meistens vernachlässigt werden kann. In [3.7J werden Luft- und Flüssigkeitspyknometer beschrieben, mit denen die Raum- bzw. Scheindichte gemessen werden kann. Dabei wird die Verdrängung von Luft oder Flüssigkeit erfaßt. Der Hohlraumanteil i// ist eine Funktion der Schüttdichte und der Raumdichte
Er hängt von der Geometrie der Schüttung und von der Kornform ab. Horizontal und vertikal parallel geschichtete Kugelebenen haben nach Bild 3.3a einen Hohlraumanteil von i// = 47,7%, wenn eine Kugelebene parallel zur anderen liegt. Dieser geht bei dichtester Kugelpackung im Raum auf y/ — 35,8% zurück. Der Wert ist jedoch bei gleichem Kugeldurchmesser nicht realisierbar, da beim Haufwerk gewöhnlich manche Plätze nicht durch ein Korn belegt sind. Der Verfasser [3.8] hat an 11 kugeligen und zylindrischen Schüttgütern mit Korndurchmessern zwischen l und 8 mm Hohlraumanteile zwischen 40 und 48% gemessen. Beim feinen Korn der staubförmigen Schüttgüter liegt dieser Anteil bisweilen wesentlich höher. Gewöhnlich kann dicht eingelagertes Schüttgut vor allem durch Vibration, weniger durch Druck verdichtet werden. Das führt zur sogenannten Rütteldichte. Es wird |edoch
58
Bild 3.3 Der Hohlraumanteil bei Kugelschüttungen a) parallel geschichtete a) Kugelschüttung b) dichteste Kugelschüttung in der Ebene c) dichteste Kugelschüttung im Raum b)
1<
= 1- -
f 1/3
'/> = 1
= 0,477
3\3
'/' = 1 -
: - 0,358
2V6
c)
daraufhingewiesen [3.9], daß gewisse feinkörnige Pulver bis zu 300% verdichtbar sind. Diese Verdichtung beruht vor allem auf der Verdrängung von angelagerter Luft. Nach Tabelle 3.3 ist dieses Lufthaltevermögen eine Voraussetzung für die Fließförderung nach Abschnitt 2.2.7. 3.3.2
Maße des Schüttguts
Der Korndurchmesser hat für die Verfahrenstechnik eine noch größere Bedeutung als für die pneumatische Förderung. Dennoch nimmt der Korndurchmesser auf viele Förderverfahren wesentlichen Einfluß (s. Tabelle 3.3). Es empfiehlt sich folgende Unterteilung der Schüttgüter nach dem Korndurchmesser 0 0,1 l 10 über
bis 0,5 bis l bis 10 bis 100 100
mm mm mm mm mm
pulverförmig oder staubförmig, grießig, körnig, grobkörnig, stückig.
Diese Grenzen sind selbstverständlich fließend. Es gibt nur wenige Schüttgüter, bei denen jedes Korn nach Durchmesser und Kornform exakt gleich ist wie das andere. Die meisten Schüttgüter haben eine Kornverteilung (Bild 3.4), die z.B. als Siebkennlinie (hier für gekörnten Branntkalk) gemessen wird. Bei der Messung verwendet man einen Siebsatz mit von unten nach oben zunehmender Maschenweite. Eine Probe von etwa 100 g des Schüttguts wird auf das oberste, grobe Prüfsieb geschüttet. Beim Absieben durch die nach unten feiner werdenden Siebcinsätze wird als Summe der Anteil gemessen, der noch durch ein Sieb hindurchgeht. Dieser Anteil wird in % über der Maschenweite und damit über dem Korndurchmesser des Siebes aufgetragen.
59
= 0,395
S*
/
i*m
/
60 /
O)
|
£
/
40
20
/
'
/
d s s o = 2,14 0,1
0,16
0,25
0,4
-± ^ 0,63 1
1.6
2,5
4
6,3mm1
Korndurchmesser Bild 3.4 Aufnahme der Siebkennlinie von gekörntem Branntkalk
FN,n a
' ,
b -c ^ ^
Normalspannung a
60
Bild 3.5 Bestimmung des Winkels der inneren Reibung nach A. JENIKE f3.11] h c d >, T, A
Ring Scherfläche Grundplatte effektiver Winkel der inneren Reibung Kohä^ions^pannung Endpunkt der Flielsortc
Eine steile Siebkennlinie kennzeichnet ein Schüttgut mit fast gleichem Korndurchmesser. Dagegen hat ein Schüttgut mit großem Grob- und Feinanteil eine flache Siebkennlinie. Der mittlere Korndurchmesser d$$o wird als Schnittpunkt der Ordinate 50% mit der Siebkennlinie auf der Abszisse abgelesen. So ist der mittlere Korndurchmesser des gekörnten Branntkalks nach Bild 3.4: c/sso = d^ = 2,14 mm. Prüfsiebe werden für Trockensiebung in geometrischer Stufung der Maschenweite ab 0,025 mm geliefert. Für die meisten Messungen an pneumatischen Fördergütern reicht dieser minimale Korndurchmesser aus; denn andere Guteigenschaften sind für die pneumatische Förderung wesentlicher als das Wissen über den Korndurchmesser von Feinststäuben. Auf anderen Fachgebieten werden folgende Korngrößenmeßgeräte für feine Stäube eingesetzt [3.10]: D D D D
Luftstrahlsiebung Naßsiebung Schwerkraft-Sedimentationswaage Fliehkraft-Sedimentationswaage
3.3.3
Fließverhalten der Schüttung
3.3.3.1
Innere Reibung und Kohäsion
ab 0,030 mm Korngröße ab 0,005 mm Korngröße ab 0,001 mm Korngröße 0,0001 bis 0,001 mm Korngröße
In der Schüttgutmechanik wird die Reibung zwischen Schüttgut und Schüttgut (innere Reibung) und zwischen Schüttgut und Wand (Wandreibung) mit der Scherzelle nach JENIKE 3 . 1 1 ] gemessen. Die Scherzelle (Bild 3.5) besteht aus einem festen, unten geschlossenen Zylinder und aus einem horizontal beweglichen, oben aufgesetzten, offenen Zylinder gleichen Durchmessers. Auf das Schüttgut in der Scherzelle wird über einen Deckel durch eine Normalkraft eine Druckspannung n aufgebracht. Dann wird mit der horizontalen Scherkraft FSK die Scherspannung T auf die Trennfläche zwischen den Zylindern so weit gesteigert, bis der obere Zylinder beginnt, sich gegen den unteren zu verschieben. Andere Autoren haben diese Scherzelle durch Drehung beider Teile zur Rotationsscherzelle weiterentwickelt. Sie hat den Vorteil eines unendlichen Scherwegs. Die Kurve T (a), bei der die einzelnen mit einer bestimmten Vorspannung verfestigten Proben zu fließen beginnen, nennt man den Fließort [3.12]. Dieser hat einen Endpunkt A. Eine Gerade durch A und den Ursprung schließt mit der Abszisse den effektiven Winkel der inneren Reibung (pt ein. Über
61
Bild 3.6 Einteilung der Schüttgüter nach L PESCHEL[3.13] a) frei fließende Schüttgüter h) kohäsive Schüttgüter, 1 ohne Zeitverfestigung 2 mit Zeitverfestigung c) fluidisierbare Schüttgüter, 1 belüftet 2 entlüftet 3 entlüftet, kohäsiv
1. PESCHL [3.l3] teilt basierend auf der Schertheorie die Schüttgüter in drei Typen (Bild 3.6) mit unterschiedlichen Fließorten ein. Obwohl diese Einteilung bis heute nicht genormt ist, ist sie hilfreich für das Verständnis des Verhaltens mancher Schüttgüter bei der pneumatischen Förderung. Das Verhalten a) haben die meisten körnigen Schüttgüter, wie Kunststoffgranulat und Getreide, und viele grießige Pulver im Bereich von 0,1 bis l mm Korndurchmesser. Diese Schüttgüter sind nicht kohäsiv und können ohne Normalkraft keine Scherkraft aufnehmen. Sie fließen deswegen auch durch Bunker mit flachen Auslaufkonen aus. Dieses Verhalten ist neben anderen Eigenschaften die Voraussetzung für eine Pfropfenförderung. Das Verhalten b) wird bevorzugt bei Schüttgütern mit kleinem Korndurchmesser (unter d$ = 0,1 mm) beobachtet. Mehrere mögliche Kohäsionskräfte (elektrostatische Kräfte, Massenanziehungskräfte, Oberflächenkräfte, Verkleben u.a.) wirken sich bei
62
kleinem Korndurchmesser besonders stark aus. Diese Eigenschaften nehmen mit der Zeit, der Feuchtigkeit und der Temperatur zu [3.13]. Das Verhalten c) bezieht sich auf fluidisierbare, staubförmige Schüttgüter. Durch die Auflockerung bei Luftdurchströmung (s. Abschnitt 3.3.5.3) verlieren diese Schüttgüter den Kontakt zwischen Korn und Korn. In diesem fluidisierten Zustand verhalten sie sich wie Wasser (Kurve c l ) . Nach Aussetzen der Fluidisierung nehmen diese Schüttgüter das Verhalten b) an. Es gibt Schüttgüter (z.B. gewisse Pasten-PVC-Pulver), die in Bild 3.6c zwar den Schritt von Kurve l zu Kurve 2 und 3 machen, jedoch nicht umgekehrt. Wenn man diese Schüttgüter in ein Silo einlagert, muß man das Silo durch einen porösen Boden während des Lagerns in gewissen Zeitabständen belüften. Fällt die Belüftung für einige Stunden aus, dann fließt das Schüttgut nicht mehr ab. Es ist nur noch mechanisch aus dem Silo auszutragen. 3.3.3.2
Wandreibung und Adhäsion
Ersetzt man in Bild 3.5 den Grundrahmen d durch eine ebene Platte aus dem Wandmaterial (Bild 3.7), dann kann man den Winkel der Wandreibungmessen. Dabei trägt man wiederum die Scherspannung i über der Normalspannung a auf. Auch hier erhält man sogenannte Wandfließorte. Der Winkel, den die Gerade durch den Ursprung und den Wandfließort mit der Abszisse bildet, ist der Winkel der Wandreibung ^> x - Dabei ist tan (p\ gleich dem Reibungsbeiwert, wenn ein Korn auf der Wand zu gleiten beginnt.
[P
Normalspannung a Bild 3.7
Bestimmung des Wandreibungswinkels
(p\ Winkel der Wandreibung
T A Adhäsionsspannung
63
Adhäsionsspannung
Bild 3.8 Wandscherspannung als Funktion l3-9!
dcr Zcit nach
Wandscherspannung
Zeit
Ähnlich wie bei der inneren Reibung unterscheidet man bei der Wandreibung Schüttgüter, die ohne Normalspannung keine Wandschubspannung oder Scherspannung übertragen und solche, die eine Scherspannung TA als Adhäsionsspannung ohne Normalspannung aufnehmen können. Wirft man z. B. einen Schneeball an die Wand, bleibt dort ein kegelförmiger Rest hängen. Dieser überträgt zumindest sein Eigengewicht in der Scherebene Schüttgut/Wand durch die dem Schüttgut Schnee eigene Adhäsionsspannung. H. HOPPEund P. LÜBBKHUSEN [3.9] haben die Wandschubspannung bei Schüttgütern über der Zeit gemessen (Bild 3.8). Dabei haben sie festgestellt, daß während der Scherung zunächst ein Maximum an Schubspannung durchlaufen wird. Danach stellt sich ein konstanter Wert für die Wandschubspannung ein. Die Differenz zwischen beiden Schubspannungen ist gleich der Adhäsion. 3.3.3.3
Schüttwinkel
Der Schüttwinkel oder Böschungswinkel ist keine wissenschaftliche Größe, obgleich er für den Anlagenbau durchaus wichtig ist. Rieselfähige Schüttgüter nach Bild 3.6a bilden mit der Waagerechten nach Messungen des Verfassers [3.81 je nach Schüttgut einen Schüttwinkel von 25° bis 3.5°. Nicht rieselfähige Schüttgüter nach Bild 3.6b haben beim Einlagern selten einen Schüttwinkel über 45°. Dennoch beträgt bei diesen Schüttgütern oder bei solchen, die sich ineinander verzahnen (z. B. Zichorieschnitzel) beim Auslagern bisweilen der Schüttwinkel 90° oder mehr. Dagegen haben Schüttgüter nach Bild 3.6, Kurve cl, beim Einlagern und beim Auslagern mit Belüftung einen Schüttwinkel von annähernd 0°. Ohne Belüftung kann der Schüttwinkel alle Werte zwischen 0° und 90° annehmen, je nachdem ob man sich auf einer der Kurven cl, c2 oder c3 befindet. 3.3.4
Kornhärte und Verschleiß
Die hohe Luftgeschwindigkeit, insbesondere bei der pneumatischen Flugförderung, beansprucht das Fördergut und die Förderanlage. Der Verschleiß ist abhängig von der Härte des Korns. Zur Bezeichnung der Härte eines Stoffes verwendet man auch heute
64
noch die bereits im Jahre 1832 von F. MOHS aufgestellte Härteskala. Danach ist die Härte eines Kristalls das Maß des Widerstandes, den er je nach Fläche und Richtung der mechanischen Verletzung seiner Oberflächenschichtung entgegensetzt. Auf diese Weise kann man den weicheren Stoff mit dem härteren ritzen. F. MOHS teilt die Stoffe in 10 Klassen ein. Der weichste Stoff in der Klasse l ist Talkum, der härteste mit der Klasse 10 ist Diamant. In Tabelle 3.4 sind die Härten von einigen Stoffen angegeben. Sie wurden aus [3.14] entnommen und ergänzt. Dabei wurden die Ausgangsstoffe der einzelnen Klassen hervorgehoben.
Tabelle 3.4
Beispiele zur Kornhärte nach Mohs
Feststoff
Härte
Feststoff
Härte
Wachs Graphit
0,02
Eisen 4,0-5,0 Glas
4,5-6,5
Talkum Kieselgur Asphalt Blei
1,0
Gips Fingernagel Kaustische Soda Kalkhydrat Schwefel Sah (NaCl) Zinn Zink Anthrazit Silber Borax Kaolin Kupfer Aluminium
2,0 2,0 2,0 2,0-3,0 2,0 2,0
Kalkspat Kalkstein Bauxit Glimmer Kunststoffe Barit Messing Dolomit Flußspat Zinkoxid gebrannter Kalk
0,5-1,0 1,0-1,5 1,5 1,5
2,0 2,0 22 2,5 2,5 2,5 2,5
Apatit Rufs Asbest Stahl Chromit
5,0 5,0 5,0
Feldspat Eisenoxid Lava (Tuff) Magncsiumoxid Pyrit I itandioxid
6,0 6,0 6,0
5,0-8,0 5,5
5,0-6,5 6,5 6,5
Quarz Zirkon Beryll
7,0
3,0
Topas Basalt Granat
8,0 8,0 8,2
3,0-4,0
3,0
3,0
Korund Wolframkarbid Titankarbid Siliziumkarbid Borkarbid Diamant
2,0-3,0
3,0 (PVC)
3,3 3,0-4,0 3,5-4,0
7,0 7,0
9,0 9,2 9,4 9,4 9,5
10
4,0 4,5 2,0-4,0
65
Bei der pneumatischen Förderung wachst natürlich der Verschleiß der Anlage mit zunehmender Harte des Förderguts. So werden Guteinschleusungen mit Zellenradschleuscn bei Kornhärten über etwa 4 gewöhnlich vermieden, da das im Gehäuse drehende Zellenrad im Fördergut zu sehr verschleißt. Dagegen trifft man viele Förderungen mit Druckgefäßeinschleusiing von wesentlich härteren Schüttgütern (z.B. Quarzsand mit Härte 7) an; denn beim Druckgefäß bewegt sich kein drehendes Teil im Fördergut. Dennoch darf man die Zahlen in Tabelle 3.4 nicht isoliert verwenden, da häufig wenige Prozent harter Stoffe m weicheren eingelagert sind. So mußte der Verfasser nach einem Jahr Laufzeit die Rohrkrümmereiner pneumatischen Förderanlage für Sägespäne auswechseln. Sie waren wohl deswegen durchgeschlissen, weil die Sägespäne aus den Schreinereien verunreinigt waren. Das kann beispielsweise durch Schmirgelabrieb (Korund) verursacht worden sein. Ähnliche Erfahrungen wurden mit dem besonders harten Siliziumkarbid (Härte 9,4) bei der pneumatischen Schlackefördemng gemacht. Für diese pneumatischen Förderanlagen werden ganze Förderleitungen mit Schmelzbasalt ausgekleidet. Grundlegende Versuche zum Verschleiß beim Auftreften von Körnern mit höherer Geschwindigkeit führte H. UETZ durch [3.15]. Fr unterscheidet zwischen Gleitstrahl, Schrägstrahl und Prallstrahl, je nachdem oh das Korn mit einem Winkel von 0°, 0° bis 90° oder 90° auf die Feststoffoberfläche auftrifft. Der Verschleiß herkömmlicher, insbesondere harter Werkstoffe, wie z.B. Stahl, ist bei großer Energiekonzentration am größten. Das ist unter folgenden Bedingungen der Kali: D U D I]
Prallverschleiß, großes Korn, hohe Korngeschwindigkeit, große Kornhärte.
Dabei ergibt sich eine elastisch-plastische Verformung. Ändern sich diese Werte in Richtung auf Gleitverschleiß (kleines Korn, geringe Korngeschwindigkeit und weiches Korn), dann nimmt die Stoßintensität ab und die Verformung geht in den elastischen, verschleißlosen Zustand über. Gegen Prallverschleiß wurde mit Frfolg als Werkstoff zäh-elastischer Gummi eingesetzt, durch den die stark beanspruchte Zone von der Werkstoffoberfläche in größere Tiefen verlagert wird. Die Strahlgeschwindigkeit geht bei gummi-elastischen Werkstoffen nach [3.15] mit der Gutgeschwindigkeit hoch 2 und bei harten und spröden Werkstoffen hoch 3 oder mehr in den Verschleiß ein. Der Verfasser [3.16] hat bei der pneumatischen Förderung von getrocknetem Mais eine Zunahme des Bruchkorns mit der 4. Potenz der Luftgeschwindigkeit gemessen. In Bild 3.9 ist die Siebkennlinie von gcperltem Ruß vor und nach einer Flugförderung nach Messungen von [3.9] aufgetragen. Daraus ist ersichtlich, daß bereits nach einmaliger Förderung der Bruchkornanteil wesentlich zunimmt. Die in vielen Industriezweigen unerwünschte Bruchkornbildung bei Flugförderung hat wesentlich zur Entwicklung der Langsamförderverfahren beigetragen (s. Kapitel 5).
66
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0,6
Korngröße
3.3.5
X
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*• Siebrückstand
Bild 3,9 Kornverteilung von perliertem Ruß a) vor der Förderung b) nach Flugfördernng, 60 m Förderweg, 6 Rohrkrümmer
*•
Strömungstechnische Eigenschaften des Förderguts
Diese Eigenschaften kennzeichnen das Verhalten des Förderguts (Schüttguts) in ruhender und bewegter Luft. Die Grundlagen hierzu wurden in Abschnitt 2.1 behandelt. 3.3.5.1
Schwebegeschwindigkeit und Widerstandsbeiwert der Kornumströmung
Die Schwebegeschwindigkeit oder Sinkgeschwindigkeit wurde für ein Polyethylengranulatkorn in Abschnitt 2.1.4 nach Gl. 2.4 errechnet. Gewöhnlich besteht das Fördergut nicht aus gleich großen Körnern, sondern es hat eine Kornverteilung nach Bild 3.4. Außerdem ist die Schwebegeschwindigkeit eines Korns in den einzelnen Anströmrichtungen unterschiedlich, wenn das Korn keine Kugelform hat. Wenn sich das Korn dann im Luftstrom dreht, was bei der pneumatischen Förderung ständig der Fall ist, ändert sich damit die Schwebegeschwindigkeit fortwährend. Um diese Einflüsse zu erfassen, hat G. ACKERMANN [3.17| einen Schwebestand ähnlich Bild 3.10 gebaut. Dort wird in einem lotrechten Glasrohr der nach oben geförderte Anteil einer Gutprobe von etwa 100 g in Abhängigkeit von der aufwärts gerichteten Luftgeschwindigkeit gemessen. Je stärker die Kornform von der kugeligen Form abweicht, desto mehr tanzt das Einzelkorn im Steigrohr.
Bild 3.10 Schwebestand zur Messung der Schwcbekennlinie eines Förderguts a Aufgabegefäß mit Sicbboden b konisches Steigrohr c zylindrisches Steigrohr als Sichtrohr d Zyklonabscheider e Abscheidegcfäß f Handdrossel g Saugventilator
67
4
6
8
14
10
m/s
16
Schwebegeschwindigkeit v^ cennlinien nach 3.8
Korndurchmcsscr Js in rnm
Korndichtc Qs in kg/m 1
a b c d e f g h i k 1
1,14 1,92 4,0 3,44 6,1
1420 1140 1380 1390 1340 1390 1070 1070 1070 2990 7850
Hornschotenklee Sommerraps Weizen Winterwicken Bitterlupinen Ackerbohnen feines Polystyrol mittleres Polystyrol grobes Polystyrol Glaskugeln Stahlkugeln
8,1 1,02 1,27 2,7
1,14 1,08
g 10°
102
103
Reynoldszahl Res = v^^dj r
10
*-
Bild 3.12 Widcrstandsbeiwerte c\v von körnigen Fördergütern als Funktion der Reynoldszahl Re s bei Schwebegeschwindigkeit (Fördergüter wie bei Bild 3.11)
Gemessene Schwehekennlinien von 11 Fördergütern zeigt Bild 3.11 nach Messungen von [3.8]. Die Schwebekennlinien verlaufen ähnlich wie die Siebkennlinie nach Bild 3.4. Für dieselben Fördergüter wurde der Widerstandsbeiwert nach Gl. 2.4 bei der Schwebegeschwindigkeit «sdi ermittelt und in Bild 3.12 dargestellt. Daraus geht hervor, daß alle körnigen Fördergüter bei der pneumatischen Flugförderung im wesentlichen im Bereich des Newtonschen Gesetzes, cw = konst. liegen. Die Widerstandsbeiwerte sind größer als die der Kugel (c\v = 0,44), jedoch kleiner als die des axial angeströmten Zylinders mit längengleichem Durchmesser (cw = 0,91). Kugelige Körner, wie Winterwicken, haben einen kleineren Beiwert als elliptische (Weizen) oder zylindrische (Polystyrol). 3.3.5.2
Druckverlustbeiwert und Luftgeschwindigkeit bei Flugförderung
Der Druckverlustbeiwert bei Gutförderung und die zur Förderung nötige Luftgeschwindigkeit sind die wesentlichen Werte für die Auslegung einer pneumatischen Flugförderanlage. Der heutige Stand des Wissens erlaubt es nicht, den Widerstandsbeiwert im Labor zu bestimmen und auf die Produktionsanlage zu übertragen. Neben der bisher gesammelten Erfahrung ist der Anlagenbauer weiterhin auf die Nachmessungen an ausgeführten Anlagen angewiesen. Da man bei der Erfassung der Druckverlustbeiwerte heute weltweit noch nicht einheitlich vorgeht, wird an dieser Stelle auf eine Beschreibung dieser Förderguteigenschaften verzichtet und auf Kapitel 5, Berechnung von pneumatischen Förderanlagen, verwiesen. 3.3.5.3
Fluidisierbarkeit und Lufthaltevermögen
In Abschnitt 2.1.6 wurden die Grundlagen des Fließbetts angesprochen (s. Bild 2.11). Der fluidisierte Zustand ist nach Bild 3.6c in Kurve l der Zustand, bei dem die Körner des Schüttguts keine mechanische Reibungsschtibspannung übertragen. Dadurch verhält sich das fluidisierte Schüttgut wie eine Flüssigkeit. Da nicht vorauszusehen ist, ob ein Schüttgut beim Durchblasen von Luft gleichmäßig fluidisiert wird und die Luft nicht in Kanälen durch das Schüttgut strömt, sollte ein sogenannter Fluidisierungs-Prüfstand (Bild 3.13) in jedem Schüttgutlabor vorhanden
Bild 3.13 a b c d e f
Fluidisierungsprüfstand
Drosselventil Gebläse Fluidisierungstopf, etwa 200 mm 0 poröser Boden Schüttgutsäule Druckmesser, z. B. Wasser-U-Rohr
sein. Damit lassen sich Fluidisierungskennlinien ähnlich Bild 2.11 aufnehmen. Viele Fluidisierungskennlinien sind auch in der Literatur verfügbar [3.18], Infolge der Fülle der Guteigenschaften (s. Tabelle 3.2) ist jedoch zu überprüfen, ob die verfügbaren Meßwerte übertragbar sind. Für die pneumatische Förderung ist neben der Eluidisierbarkeit eines Schüttguts auch das Lufthaltevermögen wichtig. Hält sich die Luft im Fördergut, auch wenn dasselbe im Rohrkrümmer einer Zentrifugalkraft ausgesetzt ist, dann bleibt der flüssigkeitsähnliche Zustand während der ganzen Förderung erhalten. Dadurch ergibt sich der besonders günstige Zustand der Fließförderung nach Bild 2.16. 3.3.6
Guteigenschaften mit Auswirkung auf Gutqualität und Umwelt
3.3.6.1
Einfluß auf die Gutqualität
Bei der Auslegung einer pneumatischen Förderung muß darauf geachtet werden, daß der Wert des Förderguts durch die Förderung nicht gemindert wird. Dabei sind folgende, zum Teil bereits aufgeführten Guteigenschaften zu überprüfen: D H D G D
Bruchkorn und Gutabrieb, Guttemperatur, Brennbarkeit, Gutfeuchte, hygroskopische Guteigenschaften.
Es gibt viele Maßnahmen, mit denen man erreichen kann, daß diese Eigenschaften sich nicht negativ verändern. 3.3.6.2
Umweltbelastung
Auch die Umwelt wird durch eine pneumatische Förderung beansprucht. Dahingehend wirken folgende Guteigenschaften: D D D D D D
Gefahr der Staubexplosion, Verderblichkeit des Förderguts, Geruchsbelästigung, Giftigkeit des Förderguts, Staubentwicklung, Lärmentwicklung, a) durch das Gebläse, b) durch die Gutströmung in der Förderleitung.
Zur Verhinderung von Staubexplosionen gibt es einschlägige Vorschriften. Detaillierte Stoffwerte zum Explosionsdruck und Explosionsdruckanstieg liegen vor [3.19|. Auf diesem Spezialgebiet gibt es bereits eine Insellösung zur allgemeinen Schüttgutdatei, In der TA Luft [3.20] ist das gesetzlich geforderte Vorgehen zum Schutz der Atmosphäre in Deutschland auf einem hohen Niveau festgelegt.
70
3.4
Fördermittel
In Kapitel 2 wurde zur Vereinfachung der Beschreibung die pneumatische Förderung auf eine Förderung mit Luft eingeschränkt. Grundsätzlich ist jedoch jedes Medium in gasförmigem Zustand als Fördermittel für die pneumatische Förderung geeignet. Dabei sind allerdings gewisse Voraussetzungen zu beachten. 3.4.1
Folgerungen aus dem Gasgesetz
Die Fördermittel oder Fluide für die pneumatische Förderung sind Gase, die auch in der Atmosphäre vorkommen. Es sind nahezu ideale Gase, deren Verhalten die thermische Zustandsgleichung beschreibt:
£>L ~
X
'
Daraus folgt für die Dichte des Gases:
R, • T
(Gl. 3.2)
Dabei versteht man unter der individuellen Gaskonstante R, die Energie, die l kg eines Gases je Grad Temperaturerhöhung bei konstant bleibendem Druck nach außen abgeben kann [3.21]. Aus Gl. 3.2 geht hervor, daß sich die Gasdichte sowohl mit der Temperatur als auch mit dem Druck ändert. Bei den Zustandsänderungen des Fördermittels in einer pneumatischen Förderanlage trifft in den meisten Fällen die isotherme Zustandsänderung zu. Sind die Temperaturen von Fördergut und Fördermittel unterschiedlich, stellt sich kurz nach der Einschleusung als Mischungstemperatur annähernd die Temperatur des Förderguts in der Förderleitung ein; denn der Gutmassenstrom ist im allgemeinen eine Größenordnung höher als der Luftmassenstrom. Diese Temperatur hält sich meistens auch ohne Wärmeisolierung bis zur Gutabscheidung, weil das Fördergut eine hohe gespeicherte Wärme hat. Anders verhält sich der Druck in der Förderleitung. Nach den Ausführungen in Kapitel 2 nimmt dieser stetig längs der Förderleitung ab. So kann man bei isothermer Rohrströmung davon ausgehen, daß die Luftdichte oder Gasdichte Q\ nach Gl. 3.2 proportional dem absoluten Druck in der Förderleitung ist. Diese Gasdichte geht wiederum m den dynamischen Druck nach Gl. 2.1 linear ein. Wie in Kapitel 4 noch gezeigt wird, liegt der dynamische Druck der Berechnung von pneumatischen Förderanlagen zugrunde. 3.4.2
Verwendete Fördermittel und ihre Eigenschaften
In Tabelle 3.5 sind die bei der pneumatischen Förderung eingesetzten Fördermittel oder Fluide und ihre Eigenschaften zusammengestellt. Einige Werte wurden aus [3.21 und 3.22] entnommen. Es sind nur vier Fördermittel aufgeführt, was nicht ausschließt, daß auch andere Gase gelegentlich als Fördermittel eingesetzt werden. So hat der Verfasser
71
Tabelle 3.5
Die Fördermittel (Fluide) und ihre Eigenschaften
Fördermittel
individuelle Gaskonstante R Dichte in Normatmosphäre Gasfeuchte vorhanden oxidierend reduzierend Anteil in der Atmosphäre
j
Luft
Stickstoff
Kohlendioxid
Argon
N,
co.
Ar
287
296,8
188,9
209,2
1,225
1,185
1,873
1,691
M
nein
ja/nein
nein
ja
nein nein 78,08
nein nein 0,03
nein nein 0,9.!
kg - K
liL m3
nein Vol.- %
100
mptriirur: 288,15 K - 15 °C •uclc: 1,01325 bar
z.B. eine Förderanlage mit Helium als Fördermittel für den Reaktorbau ausgelegt. Schätzungsweise wird bei über 95% der pneumatischen Förderanlagen Luft als Fördermittel eingesetzt. Deswegen soll auf dieses Fördermittel in Abschnitt 3.4.3 besonders eingegangen werden. Der Einsatz anderer Fördermittel als Luft erfolgt in der Industrie stets unter besonderen Anlässen, da jedes andere Fördermittel teurer als Luft ist. Die Gründe zu dieser Maßnahme beruhen auf den Eigenschaften des Schüttguts und nicht speziell der Förderung. Beispiele hierzu sind in Tabelle 3.6 aufgeführt und wurden in [3.23] vorgetra-
gen.
Tabelle 3.6
Beispiele für den Einsatz anderer Fördermittel als Luft (Schutzgasüberlagerung)
Fördergut
Fördermittel
Ursache
Bemerkung
Kohlenstaub
Kohlendioxid
Staubexplosion
Braunkohle explosibel bei mehr als S",> Sauerstoff
Methylzelhilosc' Polyethylenpulver
Stickstoff Stickstoff
Staubexplosion Gasexplosion
Polypropylen pul vor
Stickstoff
Gasexplosion
Polyester-Granulat
Stickstoff
Oxidation des
Polyamid-Granulat
Stickstoff
üxidation des
Magnesium-Pulver
Argon
Staubexplosion
72
Ethylenreste im Fördergut Propylenreste im Fördergut bei höherer Temperatur des Förderguts in Faseranlagen bei höherer Temperatur des Förderguts in Faseranlagen hochexplosibel
Um mit dem Schutzgas wirtschaftlich umzugchen, werden solche Anlagen als «Umluftanlagen» ausgeführt. Dabei wird das Fördermittel im geschlossenen Kreislauf theoretisch beliebig oft zur Förderung verwendet [3.24]. Besonders zu beachten sind hierbei die Gasmengenschwankungen bei Druck- und Volumenänderungen in der Anlage. Hierfür setzt man bisweilen einen Speicherballon ein (s. Beispiel in Abschnitt 10.2). 3.4.3
Dichte des Fördermittcls Luft
Die Erdatmosphäre besteht aus einem als Luft bezeichneten Gemisch verschiedener Gase. Neben den in Tabelle 3.5 aufgeführten Anteilen enthält Luft noch 20,95% Sauerstoff [3.21], der der Anlaß für die Schutzgasüberlagerungen nach Tabelle 3.6 ist. Für die trockene Luft wurde ein Normzustand mit folgenden Werten festgelegt: Normtemperatur TN = 288,15 K = 15 °C, Normdruck pN = 1,01325 bar. Damit erhält man für die Normdichte der Luft nach Gl. 3.2
•
V = 1,225 kg/m'
(Gl.3.3)
Diese Luftdichte ändert sich mit der Temperatur, der Luftfeuchte und dem Luftdruck. Aufgrund der Erdanziehung nimmt die Luftdichte in der Atmosphäre mit steigender, geodätischer Höhe ab. 3.4.3.1
Einfluß von Temperatur und Luftfeuchte
In Bild 3.14 wurde die Luftdichte in Abhängigkeit von der Temperatur bei trockener und 100% feuchter Luft nach [3.21] aufgetragen. Daraus ist ersichtlich, daß die Normdichte bei normalen Betriebsbedingungen zwischen 10 °C und 30 °C nur etwa 5% um den Wert von gl = 1,2 kg/m' schwankt. Eine Schwankung von etwa 10% kann beim Betrieb einer pneumatischen Förderanlage im Rahmen der allgemeinen Auslegungsgenauigkeit zugelassen werden. 3.4.3.2
Einfluß des Barometerstandes
In Bild 3.15 wurde die Luftdichte trockener Luft in Abhängigkeit vom Atmosphärendruck (Barometerstand) bei verschiedenen Lufttemperaturen aufgetragen. Daraus folgt, daß auch bei extremen Bedingungen (Temperatur 30 °C, Luftdruck 950 mbar) die zugrunde gelegte Luftdichte QI = 1,2 kg/m' nur 9% unterschritten wird. Somit ist der Wettereinfluß auf den Betrieb einer pneumatischen Förderanlage ebenfalls zu vernachlässigen. Dem Verfasser ist auch kein Fall bekannt, wo der Betrieb einer pneumatischen Förderanlage durch Witterungseinflüsse nicht mehr aufrecht erhalten werden konnte.
73
1 ,-J
Bfld3.14 Abhängigkeit der Luftdichte von Lufttemperatur und Luftfeuchte bei Normdruck 1,01325 bar
kg
m3 ^
14
\
\
\
13
Normdichte
___
1 9 l \<-
LN
\
tro ckene Luft
\
l S Luf mit 10 O'Xj'' rela liver F suchte
<\
V\
\
10 -30
-10 0 10 15 Lufttemperatur T
30
Ü
C
Bild 3.15 Abhängigkeit der Dichte trockener Luft vom Druck und von der Tempcrauir in der Atmosphäre
0C
10"C
20°C
S
30"C «
950
50
+•
3.4.3.3
Einfluß der geodätischen Höhe
In Bild 3.16 ist die Luftdichte über der geodätischen Höhe bei Normzustand (15 °C, 1,01325 bar) aufgetragen. Für isotherme Luftschichtung gilt dabei nach [3.211: (G13 4)
BL-tor.-tfJT
'
Aus Bild 3.16 geht die jedem Bergsteiger bekannte Abnahme von Luftdruck und Luftdichte mit der Höhe hervor. Läßt man hier wiederum eine Abnahme der Luftdichte von 10% zu, Dann ist die geringere Luftdichte bereits ab etwa 900 m geodätischer Höhe zu berücksichtigen. Das erfolgt in Kapitel 4, indem man die Luftgeschwindigkeit erhöht, um nach Gl. 2.1 den gleichen dynamischen Druck wie bei der Höhe z = 0 m zu erhalten. Diese Forderung ist durch die Beobachtung nachgewiesen, daß z. B. eine pneumatische Saugförderanlage in 2000 m Höhe in den Anden nicht auf den garantierten Gutmassenstrom kam.
Bild 3.16
1,3
Luftdichte in Abhängigkeit von der geodätischen Höhe nach [3.21], wenn auf Meereshöhe Normzustand h. >cht
kg m. 1,2
1,1
o
1,0
0,9
0,8
500
1000
1500 2000
geodätische Höhe z
2500
3000 m 3500
»•
75
Sollten sich viele Einflüsse auf die Luftdichte häufen, sei empfohlen, die Luftdichte nach Abschnitt 3.4.3 nachzurechnen und hei Bedarf die später noch festzulegende Luftgeschwindigkeit für die Förderanlage neu zu bestimmen. 3.4.4
Kondensatausfall bei feuchter Luft
Der Einfluß der Luftfeuchte auf die Luftdichte ist nach Abschnitt 3.4.3.1 bei der pneumatischen Förderung im bedeutend, wenn das Wasser als Wasserdampf in der Luft gelöst ist. Das aus der Förderluft in Form von Tropfen ausfallende oder kondensierende Wasser hat jedoch viele unangenehme Begleiterscheinungen: D Die Wasserabscheider laufen über, wenn sie das Wasser nicht automatisch abführen. D Luftleitungen füllen sich an den tiefsten Stellen mit Wasser. D Stahlrohre rosten. Ü Im Winter friert das kondensierte Wasser in den Freileitungen ein. D Armaturen vereisen. D Das Fördergut wird verunreinigt. Deswegen empfiehlt es sich, insbesondere bei Druckluft zu überprüfen, oh der sogenannte Taupunkt an gewissen Stellen der Förderanlage unterschritten wird. Das ist das Kriterium für den Ausfall von Kondenswasser. K.-H. KONKA [3.25] gibt eine Abänderung des /7-x-Diagramms für Druckluft an, nach dem die abgeschiedene Wassermenge aus der feuchten Luft ermittelt werden k a n n (Bild 3.17). Bild 3.17 enthält eine Beziehung zwischen der absoluten Luftfeuchte .vt, der relativen Luftfeuchte (0, den Temperaturen T| und T± sowie den Drücken p\ = \ bar und pi, jeweils vor und nach der Zustandsanderung. Dabei ist der Ausgangszustand gewöhnlich der Atmosphärenzustand. Dieser ist auf der linken Seite des Diagramms aufgetragen. Die rechte Seite enthält den Zustand nach der Druckerhöhung durch den Verdichter. Längs der Linien konstanter Temperatur T auf der rechten Seite ist die relative Luftfeuchte = 100%. Der starke Abfall der Kurven Ti = konst. mit steigendem Druck äußert sich in der Tatsache, daß die Fähigkeit der Luft, Wasser aufzunehmen, umgekehrt proportional zum absoluten Druck ist. Das soll an einem Beispiel erläutert werden: Atmosphärische Luft mit einer Temperatur T] = 20 °C und einer relativen Luftfeuchte (p = 60% soll auf 6 bar absolut verdichtet werden. Dabei ist der Kondensatanfall zu überprüfen. Aus Bild 3.17 ist ersichtlich, daß die gegebene Luft eine absolute Feuchte von .x, = 11 g/m' hat. Bei der Verdichtung auf 6 bar muß die Luft eine Temperatur von 43 °C erreichen, wenn kein Wasser ausfallen soll. Kühlt die Luft w r ieder ab auf T2 = 20 °C bei p2 — 6 bar, kann sie nur noch xt = 3 g/m1 Wasser aufnehmen, bezogen auf den Atmosphärenzustand. Es fallen also A.rt — 11 — 3 — 8 g Wasser je m' Luft aus. Bei einer pneumatischen Förderanlage, die 1000 mVh Luft benötigt, würden in jeder Stunde S kg Wasser anfallen, die abgeleitet werden müssen. Das ist etwa ein 200-1,iter-Faß voll Wasser pro Tag.
76
Bild 3.17 Ermittlung des Ausfalls von Kondenswasser aus Druckluft nach [3.25]
40 g/m3 30 20
Atmosphärendruck •»< >-*• Überdruck / /
//,
l/l m sy
relative Luftfeuchte <
'/
1
\J \
/\
oX
-MK /—;LJ^ / ^ 6 //// /^ '/// / /// 1 ./ / / 1 t 3 vT // « 2 15 1 1/ -
10 8
S1 1' 17
\\ \
\
Q
15
\
s
_\
V \
\
\
\
\
\
0,8 / ° 0,6 n ra 0,5 ' 0,4 1
\
s.
\ \
\
\ \
\
\ ^ 0\ r \
\ \
\\
\ :
\
\
\
\ \
\ •
•-.s
\ \
l
0,2 1
?\
\
\
\
0,3
\
\
\
\
1
\
\
Sätti'gungs- \^ temperatur T2 ^
< \ 0,1
20
0
20
Lijfttemperatur T,
40°C60 1 »•
1,5 2
3
4 5 6 bar 10
absoluter Luftdruck p2
>•
Ein derartiger Wasseranfall hat mit den eingangs aufgeführten Begleiterscheinungen schon zu mancher Funktionsstörung beim Einsatz von Druckluft geführt. In den Industrieländern der gemäßigten Zone, z.B. in Europa, ist die absolute Luftfeuchte in geheizten Räumen gewöhnlich höher als im Freien. Hier hat es sich bewährt, die Luft zum Betreiben einer pneumatischen Förderanlage aus dem Freien anzusaugen.
77
Berechnung von pneumatischen Förderanlagen
4.1
Allgemeines
Aufbauend auf den zweifellos lückenhaften Grundlagen der Kapitel 2 und 3 soll in Kapitel 4 eine Anweisung zur Ermittlung aller Daten einer pneumatischen Förderanlage vorgestellt werden. 4.1.1
Ziele des Berechnungsverfahrens
Die Forschung an Universitäten und Hochschulen ist a priori nicht zweckgebunden. Dennoch erwartet die Öffentlichkeit, daß die Erkenntnisse aus jahrelanger Forschung dem Staat, der Gesellschaft und der Industrie einen Nutzen bringen. Dieser Nutzen stellt sich je nach Schwierigkeit des Problems oft erst nach Jahren und Jahrzehnten ein. So baut die heute umgesetzte Technik auf der Forschung früherer Zeiten auf. Am Beginn der Entwicklung eines Projekts steht die Grundlagenforschung. Dabei gilt es, neben den grundlegenden Zusammenhängen, viele Details in Theorie und Experiment zu untersuchen. Am Ende der Bearbeitung des Gesamtprojekts «Pneumatische Förderung» erwartet die Industrie eine Anleitung zur Auslegung einer pneumatischen Förderanlage, es sei denn die Zeit ist so weit vorangeschritten, daß die einzelnen Firmen sich selber helfen mußten, um ihre Anlagen auszulegen. Eine Anleitung dafür ist ein Berechnungsverfahren. Die Aufgabe des Berechnungsverfahrens besteht darin, mitzuteilen, wie aus den gegebenen Daten alle für den Bau einer pneumatischen Förderanlage erforderlichen Werte gefunden werden können. In Tabelle 4.1 sind die gegebenen Werte einer pneumatischen Förderanlage den gesuchten gegenübergestellt. Dabei wurde wieder Luft als Fördermittel vorausgesetzt. Wie später noch gezeigt wird, umfaßt ein Berechnungsverfahren das Wissen über erforderliche Luftgeschwindigkeiten und eventuelle Widerstandsbeiwerte. Im Zentrum der Berechnung einer pneumatischen Förderanlage steht stets die Beziehung zwischen Rohrdurchmesser und Druckverlust. Aus beiden folgt der Luftvolumenstrom und die Gebläseleistung. Damit kann das Gebläse ausgewählt werden. Mit dem Gutmassenstrom läßt sich die Schleuse bestimmen, und aus dem Luftvolumenstrom folgt mit den Staubeigenschaften die Auslegung des Filters. Die Entscheidung über die Wahl des Rohrdurchmessers, nach der mit dem Berechnungsverfahren der Druckverlust ermittelt wird, ist keine rein technische Entscheidung. Ein großer Rohrdurchmesser führt bei geringem Druckverlust zu hohen Anlage- und Betriebskosten. Dagegen sind die Anlage- und Betriebskosten bei kleinem Rohrdurch-
79
Bild 4. l Gesamtkosten einer pneumatischen Förderanlage in Abhängigkeit von der Wahl des Rohrdurchmcsscrs A Betriebskosten, h Anlagekosten, c Rcgrclskosten, d Gesamtkosten
Rohrdurchmesser
messer gewöhnlich niedriger, und der Druckverlust wird höher. Das Risiko, daß der Geblasedruck nicht ausreicht, wird mit abnehmendem Rohrdurchmesser größer. Arbeitet nun eine Anlage nicht zufriedenstellend, weil der Rohrdurchmesser zu klein gewählt wurde, dann können sprunghaft Regreßkosten bis hin zu Folgekosten, z.B. durch Produktionsausfall, entstehen. So ist die Auslegung einer pneumatischen Förderanlage stets ein Zusammenspiel zwischen dem Verkaufsinteresse und der Minimierung des Risikos. In Bild 4. l wurde der prinzipielle Verlauf der Kosten über dem Rohrdurchmesser bei einem garantierten Gutmassenstrom aufgetragen. Entsprechend den Unsicherheiten der Berechnung und des Betriebes sind die Kurven mit Bandbreiten versehen. Regreßkosten (c) entstehen mit abnehmendem Rohrdurchmesser sprunghaft und haben schon manchen Anlagenbauer zum R u i n geführt. Die Aufgabe beim Bau einer pneumatischen Förderanlage besteht nun darin, den Rohrdurchmesser so zu wählen, daß er über dem Regrcßprung liegt, und zwar um den Betrag, der alle eventuellen Risiken enthält. Diese Risiken beruhen auf a) Sicherheit des Berechnungsverfahrens; b) Eigenart der Anlage (Saug- oder Druckanlage, Rohrleitungsführung, Gebläse, Einschleusung usw.); c) Eigenschaften des Förderguts (s. Kapitel 3); d) Aufgabe der pneumatischen Förderanlage im Gesamtverfahren. Schließlich geht auch noch die Eigenart des Betreibers in die zufriedenstellende Gesamtfunktion der pneumatischen Förderanlage ein. So kann die Wahl des Rohrdurchmessers die Kompetenz des Projektmanagers übersteigen und zu einer firmenpolitischen Entscheidungwerden; denn ein zu großer Rohrdurchmesser in Verbindung mit den höheren Kosten kann wiederum zum Verlust des Auftrags führen.
80
Tabelle 4.1 Gegebene und gesuchte Werte zur Auslegung einer pneumatischen Förderanlage Gegebene Werte
Fördergut Gutmassenstrom Korndurchmesser Korn form Kornverteilung Korndichte Raumdichte u. a.
Bez.
gesuchte Werte
Bez.
Qs d,
Luftgeschwindigkeit Rohrdurchmesser Druckverlust Luftvolumenstrom Gebläseleistung
u d Ap V P
£?s
es
Fördermittel (Luft) Luftgeschwindigkeit Luftdichte
Qw
Förderanlage Förderweg insgesamt Hub Rohrkrümmerzahl
M A/; /
4.1.2
Gebläse Schleuse Filter
«0
Andere Berechnungsverfahren
Die wichtigste Größe bei der Berechnung einer pneumatischen Förderanlage ist die Ermittlung des durch die Gutförderung bedingten zusätzlichen Druckverlustes. Der zusätzliche Druckverlust im Beharrungszustand hängt von den Eigenschaften des Förderguts ab. Außerdem ist er eine Funktion der Förderlänge A/, des Gutmassenstroms Qs, der Luftgeschwindigkeit i> und des Rohrdurchmessers d:
Aps =
' (A/, Qs, v, d)
(Gl.4.1)
Es gibt in der Literatur eine Fülle von Berechnungsverfahren, die durch die allgemein gefaßte Gl. 4.1 beschrieben werden. 14 davon hat der Verfasser bereits im Jahre 1972 [4.1] mit Vereinfachungen für die reine Flugförderung zusammengetragen. Diese wurden in Tabelle 4.2 um einige neuere ergänzt. Dennoch sind die hier aufgeführten 20 Berechnungsverfahren nur ein Teil der Verfahren, nach denen die Industrie heute ihre pneumatischen Förderanlagen auslegt. Bei den meisten Berechnungsverfahren nach Tabelle 4.2 geht der Gutmassenstrom Qs und der Förderweg A/ linear in den zusätzlichen Druckverlust Aps bei Gutförderung ein. Manche enthalten die Luftgeschwindigkeit v mit verschiedenen Hochzahlen, andere nicht. Da die optimalen Luftgeschwindigkeiten nicht allzuweit auseinander liegen, wirken sich die unterschiedlichen Luftgeschwindigkeiten nicht besonders nachteilig auf den errechneten Wert des Druckverlusts aus. So hat sich der Verfasser beim Berechnungsverfahren nach [4.18J ebenfalls zu einer Abhängigkeit des Druckverlusts von der Luftgeschwindigkeit v entschlossen, nachdem er bei der Untersuchung der Grundlagen [4.16] diese nicht generell feststellen konnte.
81
Tabelle 4.2 Näherungsgleichungen für den zusätzlichen Druckverlust bei der pneumatischen Förderung nach Literaturangahen Näherungsgleichung A/
Ap - K
APS
p
' Ss ' "
Af • Qs ' a
Autoren
Literatur
CASTERSTÄDT, J.
[4.2]
LTNGEN, T., KOPPE, R. BAR-IH, W. MORIKAWA, Y. HARIU, O., MOLSTAD, M. MEHTA, N. 1'INKUS, O. HlNKI.E, B. ROSF, H., BARNACLE, H. EBERT, F. SATHYAMURTHY, N.; RAO, M.
[4.3] [4.4] [4.5] [4.6] [4.7] [4.8] [4.9] [4.10] [4.11] [4.12]
PAPAI, L.
[4.13]
VOLLHUM, K. SCHUCHART, P. MüLERUS, O.
[4.14] [4.15] [4-18] [4.17]
SIEGEL, W.
[4.16]
VOGT,E.,WHITE, R.
[4.19]
HlTCHCOCK, J., JONF.S, C.
[4.20]
WEBER, M.
[4.21]
f
SIEGEL, W.
A
Ki'
\p - K
p
"
r
A/
A
'ji^
'-Ö'sM-x
A/ • yi;-"» • !,"•-<''- 41 AI •£>',:•" • / . ' . '
Schwerwiegender ist allerdings der Einfluß des Rohrdurchmessers d. Dieser geht im Nenner bei [4.2 bis 4.12] als dritte Potenz ein, bei [4.13 bis 4.18] jedoch nur als zweite Potenz. So würde sich beispielsweise eine Differenz von 100% ergeben, wenn man einmal nach der ersten Gruppe und dann nach der zweiten Gruppe eine Anlage vorn Rohrdurchmesser d — 100 mm auf d = 200 mm umrechnet. Darauf reagieren die anlagenbauenden Finnen so, daß sie sich bei Neuanlagen möglichst nicht allzuweit von den Erkenntnissen aus bereits gebauten Anlagen entfernen.
4.1.3
Grundlagen der Berechnung von pneumatischen Förderanlagen
4.1.3.1
Druckverlustbeiwert bei Gutförderung
Seit G. SEGLER [4.22] war die Fachwelt auf der Suche nach einem Druckverlustbeiwert ÄS für die Gutförderung ähnlich dem Beiwert für die reine Luftströmung (s. Gl. 2.2 und Bild 2.2). W. BARTH [4.4] beschrieb den Druckverlust bei der pneumatischen Förderung analog zur reinen Luftströmung mit folgender Gleichung:
Ap = ( ;, + / ,.;. s ) ^.^.^
(Gi.4.2)
Da der Anteil des Druckverlustbeiwerts durch die Gutförderung mit der Gutbeladung /; multipliziert wird und die Gutbeladung nach Kapitel 2 bei Flugförderung zwischen etwa 10 und 20 liegt, ist der 2. Term in der Klammer der Gl. 4.2 der wesentlichere. Ist man sich über die Gültigkeit von Gl. 4.2 heute im wesentlichen einig, so sind die zahlreichen Darstellungen des Druckverlustbeiwerts /.$ in Abhängigkeit von den Einflußgrößen noch nicht zu einem allgemein befriedigenden Ergebnis geführt worden. Der Druckverlustbeiwert /s ist keine Konstante. Er hängt bei gegebenem Fördergut von den in Tabelle 4.1 aufgeführten drei Einflußgrößen ab: Gutmassenstrom Qs, Luftgeschwindigkeit i;, Rohrdurchmesser d. Dabei ist der Einfluß der Rohrlänge A/ bereits in Gl. 4.2 erfaßt. W. BARTH [4.4] und später E. MUSCHELKNAUTZ [4.23] und M. BOHNET [4.24] u. a. tragen den Druckverlustbeiwert /.s über die Froudezahl
auf, mit der Gutbeladung/( als Parameter (Bild 4.2). Die in Bild 4.2 gezeigten Kurven wurden mit Meßpunkten von G. SEGLER [4.22] ergänzt, die zwar den Bereich etwa abdecken aber keinen eindeutigen Kurvenverlauf erkennen lassen. Dein Verfasser war in [4.16] die Aufgabe gestellt, nachzuweisen, ob bei Einhaltung der fünf (bzw. drei) geforderten Ähnlichkeitsbeziehungen die Abhängigkeit /.s (Fr) eindeutig ist. Die aus den Meßwerten errechneten Druckverlustbeiwerte sind in Bild 4.3 für die waagerechte Förderung von Polystyrolgranulaten in Rohren mit 50 und 100 mm Durchmesser aufgetragen. Hier sind alle geforderten Ähnlichkeitsbeziehungen eingehalten. Bei der Förderung von Weizen in Rohren mit 50, 100, 200 und 400 mm Durchmesser (Bild 4.4) sind alle Ähnlichkeitsbeziehungen bis auf das konstante Verhältnis dl de, verwirklicht. Auf den ersten Blick scheinen die Meßpunkte die Forderung annähernd zu erfüllen, nachdem man bezüglich Genauigkeit und Wiederholbarkeit bei Messungen in der Schüttguttechnologie nicht verwöhnt ist. Dennoch hat die Auftragung /.s (Fr) in Hinblick auf die weitere Verwendung in einem Berechnungsverfahren sowohl Nachteile als auch Ungenauigkeiten, die zu Fehlern führen:
83
L_
0,02
U -= 0,25 U = 1 0,01
U
C
isv.
10
K
20
A/=16
30
40
5
Jd-g
Bild 4.2 Abhängigkeit des zusätzlichen Druckverlustbeiwerts /$ für waagerechte pneumatische Förderung von der Froudezalil Fr bei konstanter Gutbeiadung // nach [4.4]
Bild 4..i Abhängigkeit des zusätzlichen Druckvertustbeiwerts /s von der Froudezahl l-r bei der waagerechten Förderung von zwei Polystyrolgranulaten in Rohren mit 50 und 100 mm Durchmesser nach Messungen von [4.16J
0,012
10
15
20
Froudezahl Fr =
\fd-g
S4
30
35
40
0,012
0,010
0,008
0,006
0,004
x: o
S
0,002
Froudezahl Fr = Bild 4.4 Abhängigkeit des zusätzlichen Druckverlustbciwcrts /s von der Froudezahl Fr bei der waagerechten Förderung von Weizen in
Rohren mit 50, 100, 200 und 400 mm Durchmesser
a) Die Druckverlustbeiwerte sind im Bereich der Flugförderung nicht konstant. Im Rohr mit großem Durchmesser liegen sie um ein Vielfaches höher als im Rohr mit kleinem Durchmesser. Sie drängen sich im Bereich kleiner Froudezahlen zu vieldeutigen /s-Werten zusammen. b) Bei großen Froudezahlen trifft man nur auf Werte kleiner Rohrdurchmesser. Hier scheinen die Werte aufgrund der Auftragung näher beieinander zu liegen. Sie differieren jedoch auch bis zum Faktor 2, was für eine genaue Berechnung zu viel ist. c) Mit dem Druck ändert sich auch die Luftdichte und die Luftgeschwindigkeit längs der Förderleitung, was nach dem Vorschlag von W. BARTH nicht berücksichtigt wird. E. MUSCHELKNAUTZ [4.25] schlägt zwar eine Berücksichtigung der Luftdichte vor. Bei nicht konstantem Beiwert /.$ erschwert das allerdings die praktische Erfassung in einem Berechnungsverfahren und dessen Überschaubarkeit. d) Ein Nachteil, der theoretisch nicht nachvollziehbar ist, ist zweifellos auch die Tatsache, daß sich die Kurven konstanten Rohrdurchmessers im Bereich kleiner Froudezahlen schneiden. Das deutet darauf hin, daß vielleicht andere als die bisher mitgeteilten Abhängigkeiten der pneumatischen Waagerechtförderung zugrunde liegen.
85
Gutb elad ung u
Rohrdmr. d 0,05m 0,1 m
Kurve 0,08
0,2m
0,07
2 4 (J B 10|1£ 1416 • • 4 v
0
O
l » A E
0,06
0,05 l
0,04
0,03
\
V\
v
0,02
0,2m
3,
\
H T -v
0,01
/ d=005m >-«t»7-
^
10
15
20
25
k
30
35
40
45
Froudezahl Fr = •jd-g Bild 4.5 Zusät/lichcr Druckverlustbeiwert Ä in Abhängigkeit von der Froudezahl Fr bei der lotrechten Förderung von Weizen in Rohren mit verschiedenem Durchmesser nach [4.26] Bei der Lotrechtförderung kann J. FLATOW [4.26] mit den Ähnlichkeitsbeziehungen nach W. BARTH eine bessere Übereinstimmung nachweisen (Bild 4.5). Im lotrechten Rohr ist der Druckverlust durch die Gutreibung an der Rohrwand wesentlich geringer als der Hubverlust, und dieser wird durch die Froudezahl besser erfaßt als die Reibung im waagerechten Rohr. Eine eindeutige Kurve beschreiben bei J. FLATOW alle Punkte der lotrechten Förderung, wenn der Druckverlustbeiwert im lotrechten Rohr auf den Rohrdurchmesser bezogen und über der Luftgeschwindigkeit aufgetragen wird (Bild 4.6).
86
0,45
Bild 4.6 Zusätzlicher, auf den Rohrdurchmesser bezogener, Druckverlustbeiwert ÄS • A/i/rf in Abhängigkeit von der Luftgeschwindigkeit v bei lotrechter Förderung von Weizen in Rohren mit verschiedenem Durchmesser nach [4.26]
Roh rdurchm ssser
T
a
0,4
Gu be adu ng/j
1
2 4 6 8 10121416
0,05m
>
^7 A D O <
0,1 m
0,35
0,02m
•i
T A U
0,3
'
i •i
0,25
\ •\
0,2
a
•v
0,15 0) O)
o
V tb
0,1
U
0,05
5
10
15
20
*
Ic ) B
25 m/s 30
Luftgeschwindigkeit v —
4.1.3.2
Auf den Rohrdurchmesser bezogener Druckverlustbeiwert
Auf der Suche nach einer günstigeren Auftragung des Druckverlustbeiwerts /s für die waagerechte pneumatische Förderung hat der Verfasser denselben ähnlich [4.26] auf den Rohrdurchmesser bezogen und über der Luftgeschwindigkeit aufgetragen. Um den Beiwert dimensionslos zu machen, wurde er auf die Rohrlänge A/i = 1 m bezogen. Es ergeben sich aus den Meßwerten von Polystyrol-Granulat und Weizen Kurvenscharen nach Bild 4.7 und 4.8. Diese zeigen im Bereich der Flugförderung bei Luftgeschwindigkeiten über 20 m/s konstante Werte und parallel zur X-Achse verlaufende Kurven. Es lassen sich für die Ausführungen in den Abschnitten 4.2 bis 4.4 konstante Widerstandsbeiwerte bei Flugförderung angeben, und der Druckverlust kann bei allen Rohrdurchmessern, Gutbeladungen und Drücken über der Rohrlänge integriert werden.
87
Kurve 0.10
50mm 100mm 200mm 400mm
0,08
\
\
•v
0,06
0,04
\
3ut bei ädung u 2 4 6 8 10 « • • A D o O D
Rohrdmr. d
A T
\o \ c\
D
D
0,02 -T--
0
()
5
10
15
--- $B£
20
25
r~»—
30
m/s
4
Luftgeschwindigkeit v
Bild 4.7 Bezogener Druckverlustbeiwert / s • A/,/J in Abhängigkeit von der Luftgeschwindigkeit t> bei der pneumatischen Förderung von Polystyrolgranulat in waagerechten Rohren nach Messungen von [4.16]
Bild 4.8 Be/.ogener Druckverlustbeiwert As • A/i/d in Abhängigkeit von der Luftgeschwindigkeit u bei der pneumatischen Förderung von Weizen in waagerechten Rohren nach Messungen von [4.16]
0,16,-
0,12
0,08
0,04
100 -400
200
10
20
Luftgeschwindigkeit v
«s,s
Bild 4.9 Luftzustand in der Förderleitung
OLI "1 4
P,
4.1.3.3
Grundgleichungen zum Zustand in der Förderleitung
Bei der pneumatischen Förderung gilt wie bei der reinen Luftströmung die Kontinuitätsgleichung, die nach Bild 4.9 aussagt, daß der Luftmassenstrom im Querschnitt l gleich dem im Querschnitt 2 ist:
Q... = Qu K
Jl
K
J2
01.1 ' - 4 7 - «I • »l = 01.2 ' 4 ' OJ ' "2 0L1 - d f - O j = 01.2 - ^ - U 2
(Gl.4.3)
Ist der Rohrdurchmesser konstant, d.h. d\ = d±, dann wird aus Gl. 4.3:
0i.i ' "i = 012 ' «2
(Cil. 4.4)
Nach Abschnitt 3.4.1 soll der Zustandsänderung in der Förderleitung die Isotherme zugrunde gelegt werden. Damit folgt aus Gl. 3.2: (Gl.4.5) 0L2
P2
Mit Gl. 4.4 erhält man daraus für die Luftgeschwindigkeiten bei konstantem Rohrdurchmesser: ^- = -£L "i Pi
(Gl. 4.6}
Das heißt, mit abnehmendem Druck, was längs allen Förderleitungen der Fall ist, nimmt die Luftgeschwindigkeit proportional zum Verhältnis der absoluten Drücke zu. Diese Geschwindigkeitszunahme ist allerdings unerwünscht, da sie den Energieverbrauch, den Fördergutverschleiß und den Anlagenverschleiß erhöht. Deswegen erweitert man den Rohrdurchmesser an gewissen Stellen längs der Förderleitung. So läßt sich die Geschwindigkeitserhöhung in gewissem Maße verringern. Ist für die Flugförderung bei Atmosphärenzustand eine Mindestluftgeschwindigkeit erforderlich, dann kann dieselbe bei höherem Druck etwas geringer sein, da die Luft bei der dadurch bedingten höheren Dichte «besser trägt». So ist auch die Schwebegeschwindigkeit bei größerer Luftdichte geringer. Es hat sich bewährt, bei anderer als der Normdichte der Luft einen minimal erforderlichen dynamischen Druck nach Gl. 2.1 der pneumatischen Förderung zugrunde zu legen. Herrscht beispielsweise in einer Förderan-
89
läge der Absolutdruck 4 bar, dann kann mit den Gl. 4.5 und 2.1 die Luftgeschwindigkeit auf die Hälfte gegenüber dem Atmosphärendruck von l bar abgesenkt werden. Bei gleichem dynamischen Druck wird dann das Korn im Luftstom mit der gleichen Kraft angeströmt. Wird der Rohrdurchmesser nach Bild 4.9 von d\ auf d± erweitert, dann gilt mit der Forderung des minimalen oder gleichen dynamischen Drucks:
L-.oj
(Gl.4.7)
Aus den Gl. 4.3, 4.5 und 4.7 erhält man dann die Doppelgleichung für die Festlegung der Zustande in der Förderleitung: P' Pi
=
I^-Y = i^-Y \»i l Ui /
(Gl.4.8)
Gl. 4.8 nimmt grundlegend auf die pneumatische Förderung Einfluß. Aus Gl. 4.8 folgen zwei Maßnahmen: a) Wenn p± der Druck am Fnde einer pneumatischen Förderanlage ist (z.B. der Atmosphärendruck in der Druckanlage), dann kann die Luftgeschwindigkeit beim höheren Druck p] am Anfang um einen Faktor gleich der Wurzel aus dem Druckverhältnis p2/p\ vermindert werden. b) Bei der Abstufung des Rohrdurchmessers von d\ auf di müssen sich die Drücke/?, zu pi wie die Rohrdurchmesser d± zu d-\ hoch 4 verhalten. Gl. 4.8 ist eigentlich eine Ungleichung, die aus dem minimal erforderlichen dynamischen Druck folgt. Die Förderung bleibt selbstverständlich aufrecht erhalten, wenn der dynamische Druck größer als der minimal erforderliche ist. Bei konstantem Rohrdurchmesser herrscht stets am Beginn der Förderung der kleinste dynamische Druck. Dieser n i m m t mit dem Anstieg der Luftgeschwindigkeit längs der Förderleitung zu, denn die zunehmende Luftgeschwindigkeit geht nach Gl. 2.1 in den dynamischen Druck quadratisch und die abnehmende Luftdichte nur linear ein. Das ist auch der Grund, warum die Verstopfung der nicht abgestuften Förderleitung gewöhnlich am Punkt der Finschleusung beginnt.
4.2 4.2.1
Berechnung von pneumatischen Förderanlagen ohne Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft Allgemeines
In Abschnitt 4.1.3.3 wurde darauf hingewiesen, daß die Luftgeschwindigkeit längs der Förderleitung proportional zum absoluten Druck in der Förderleitung steigt. Umgekehrt proportional ändert sich die Luftdichte. Damit nimmt nach Gl. 4.2 der auf die Rohrlänge bezogene Druckverlust längs des Förderwegs zu. In den Näherungsgleichungen nach Tabelle 4.2 wird diese Zustandsänderung meistens nicht berücksichtigt, indem der Druckverlust so ermittelt wird, als wäre die Luft inkompressibel. Manche Anlagenbauer berechnen eine pneumatische Förderanlage abschnittsweise inkompressibel, indem sie die Fördcrleitung in Abschnitte aufteilen, in denen die Druckänderung nur gering ist. Das ist beim Einsatz eines Rechners möglich, erschwert jedoch den Überblick des Sachbearbeiters, der nach Abschnitt 4.1.1 einen guten Überblick benötigt, um die richtige Entscheidung zu treffen. In Hinblick auf die durch das Fördergut bedingten Rechenunsicherheiten kann man bei einer Druckerhöhung bis zu etwa 10% (oder maximal 15%) die Kompressibilität der Luft bei der Berechnung des Druckverlustes vernachlässigen. Das sind bei Atmosphärendruck 100 mbar. Diese Grenze umfaßt den Druckbereich der relativ einfachen pneumatischen Förderanlagen mit Druckluftversorgung durch einen einstufigen Radialventilator. Rechnet man mit Mittelwerten für die Luftgeschwindigkeit, dann läßt sich auch noch eine pneumatische Förderung im unteren Druckbereich der Drehkolbengebläse (bis etwa Ap = 500 mbar) bei Vernachlässigung der Kompressibilität der Luft berechnen. Pneumatische Förderanlagen im oberen Druckbereich der Drehkolbengebläse oder solche mit Verdichtern (einstufig bis 3 bar Druckdifferenz) sollten jedoch mit Berücksichtigung der Kompressibilität der Förderluft ausgelegt werden. 4.2.2
Luftgeschwindigkeit
Die wirtschaftliche Luftgeschwindigkeit, bezogen auf Atmosphärendruck, liegt bei Flugförderung in der Nähe des Druckverlustminimums (s. Zustandsdiagramm, Bild 2.13). Nach Abschnitt 2.5.1 ist ein sicherer Betriebspunkt für eine pneumatische Förderanlage jedoch auch abhängig von der Druckluftversorgung. So konnte beispielsweise durch den Einsatz einer Lavaidüse mit absolut senkrechter Kennlinie (s. Abschnitt 6.6.4) die minimale Luftgeschwindigkeit um 40% gegenüber dem Gebläsebetrieb vermindert werden. Dennoch ist es hilfreich, für übliche Flugförderungen mit Gebläse eine Luftgeschwindigkeit als Empfehlung anzugeben. Diese kann selbstverständlich unter Berücksichtigung ähnlicher Gegebenheiten für andere Fördergüter interpoliert werden. Die vom Verfasser in den vergangenen 20 Jahren zusammengetragenen Werte für über 50 Fördergüter in Tabelle 4.3 wurden alle an ausgeführten pneumatischen Flugförderanlagen gemessen.
91
Tabelle 4.3 Die wesentlichen Schüttgutdaten für pneumatische Flugförderung, /.usammcngestellt vom Verfasser Fördergut
Ackcrhohnen Aktivkohle Bentonit Bitterlupinen Gerste Glaskugeln Glimmer, gebrannt Glimmer, roh Grünmalz Hafer Hol/lamellen Holzspane Holzwolle Hornschotenklee Kartoffclflocki-n Kraftfutter Mais, feucht Mais, trocken Maisgriel^ Maismehl Makroion granulär Malz Malzschrot Methylzeliulose Natriumbikarbonat Papphülsen Phenolharz Polyethylengranulat Polyethylenpulver Polyesterehips Polypropylengranulat Polypropylenpulver Polystyrolgranulat PVCNPulver Reis Reishülsen Roggen Sagemehl Seifennudeln Sojabohnen Sommerraps Stahlkugeln Steinsalz Stvroporkugeln Trockentreber
92
yss
l/s
A • A/, d
mm
kg/m '
kg/m'
m/s
1
8,1 i 0,04 6,1 4,0 1,14 2 0,93 4,5
1390 1860 2680 1340 1420 2990 2520 2550 1320 1340 720 470 470 1420 1200 1370 1250 1300 1440 1400 1230 1370 1480 1230 2700 970 1380 1070 1070 1400 1000 1000 1070 1320 1620 1280 1180 470
830 340 720 830 690 1780 100 830 400
23-27 20-23 25-27 23-27 20-25 22-27 18-22 25-30 23-27 22-25 23-27 22-25 20-25 22-25 20-23 22-25 22-27 22-25 23-25 23-25 22-25 20-22 22-25 22-25 22-25 18-20 20-25 20-25 20-25 23-27 20-25 20-25 20-25 20-25 20-25 18-20 22-25 20-25 23-27 22-25 20-25 25-35 22-27 10-20 20-22
0,04 0,06 0,1 0,04 0,04 0,06 0,03 0,09 0,06 0,04 0,08 0,04 0,04 0,04 0,04 0,06 0,06 0,04 0,06 0,1 0,04 0,04 0,06 0,06 0,1 0,04 0,06 0,04 0,1 0,06 0,04 0,1 0,04 0,1 0,06 0,04 0,04 0,04 0,08 0,04 0,04 0,12 0,08 0,04 0,04
3,4 100x50x4 50 x 20 x 1 200 x 3 x 3 1,1 lOx lOx 1 0,86 8,7 7,7 0,75 0,19 3,2 V 0,7 0,35 0,063 100x20 0,65 3,5 0,25 6x4x2 3,5 0,22 2," 0,2 -i ~ 2,5 3,0 0,7 20 x 5 6,3 1,9 1,08 1,6 3,5 0,96
1100 1270 1140 7850 2190 84 680
510 500 150-400 20 830 300 540 680 680 650 460 670 540 400 370 1070 50 520 500 450 700 500 570 600 570 800 105 620 190 600 690 680 4420 1200 29 260
Fördergut
Weißsenf Weizen Weizenklcie Weizenmehl Weizennachmehl Winterwicken Zellulosepulver Zement Zementrohmehl Zichorie Zinkoxid Zucker
4
«s
oss
"o
mm
kg/m'
kg/m!
m/s
2,1 3,9
1190
1380
700 730 300 540 370 820 230 1420 960 300 2000 860
20-25 22-27 20-25 18-23 20-25
0,1
1470 1470 1470 1390 1380 3100 3100 1320 4850
0,52
1610
1,0 0,09 0,15 3,4 0,04 0,05 0,05 25
22-25 20-25 20-25 20-25 23-27 25-30 20-25
df,
Korndurchmesser
£js yss DO
Korndichte Schüttdichte erforderliche Luftgeschwindigkeit in der Förderleitung hei QIO = 1,2 kg/m' (die hohen Werte gelten für große, die niederen für kleine Rohrdurchmesser)
/LS
'
*
/s • A/i d 1 0,04 0,04 0,06 0,08 0,06 0,04 0,04 0,18 0,15 0,06 0,15 0,08
auf den Rohrdurchmesser bezogener Druckverlustbeiwert
Der angegebene Luftgeschwindigkeitsbereich bezieht sich auf den Durchmesser der Förderleitung. Dabei gilt die kleinere Luftgeschwindigkeit für kleine Rohrdurchmesser, z.B. d = 50 mm, und die größere Luftgeschwindigkeit für große Rohrdurchmesser, z. B. d = 400 mm. Es sind jedoch nicht alle Rohrdurchmesser mit Meßergebnissen belegt. So sollte man beispielsweise nicht jedes schwere Pulver bei diesen Luftgeschwindigkeiten in Rohren bis zu 400 mm Rohrdurchmesser fördern. Die Luftgeschwindigkeiten in Tabelle 4.3 liegen ziemlich nahe beieinander. Keineswegs nimmt die erforderliche Luftgeschwindigkeit mit der Froudezahl zu, wo der vierfache Rohrdurchmesser bereits zur doppelten Luftgeschwindigkeit führen würde. Der Einfluß des Korndurchmessers und der Korndichte ist ebenfalls nur tendentiell feststellbar. 4.2.3
Druckvcrlust
Der Druckverlust A.p bei der pneumatischen Förderung setzt sich aus sechs Einzeldruckverlusten zusammen. Davon werden zwei durch die reine Luftströmung und vier durch das Fördergut verursacht.
93
4.2.3.1
Luftreibungsverlust
Dieser Druckverlust wird so definiert, daß er gleich ist wie der Druckverlust bei reiner Luftströmung. Sollte er sich bei der Gut-Luft-Strömung ändern, was übrigens schwer nachweisbar ist, dann soll diese Änderung im Gutreibungsverlust enthalten sein, da letzterer ein zusätzlicher Druckverlust ist. Es gilt Gl. 2.2: A/ d
Qi 2
(Gl. 4.9)
Wie in Abschnitt 2.1.2 erläutert wurde, kann für die meisten Förderungen mit hinreichender Genauigkeit /-i = 0,02 gesetzt werden. Ebenso gilt dann mit Berücksichtigung von Abschnitt 3.4.3 für die Luftdichte: 0io = 1,2 kg/m3 4.2.3.2
Lufteinzel widerstände
Die Lufteinzelwiderstände werden mit folgender Gleichung erfaßt:
Apw=Ef--^'»2
(GL4 10)
-
Hierbei sind ^ und u die örtliche Luftdichte und die örtliche Luftgeschwindigkeit. C ist der Widerstandsbeiwert für einen Einzelwiderstand. Als Einzelwiderstände können auftreten: a) b) c) d) e) f)
Querschnittsveränderungen, Rohrkrümmer, Düsen, Abscheider, Zyklone, Filter.
Es hat sich als sinnvoll erwiesen, den Druckverlust in der Förderleitung und den in der Luftleitung separat zu errechnen. Deswegen sollen die Widerstände c bis f nicht in diesem Kapitel behandelt werden. In einer ordentlich verlegten Förderleitung treten Querschnittsveränderungen nur in Form von Erweiterungen des Rohrdurchmessers längs der Förderleitung auf. Diese sind prozentual gering. So kann ein gewisser Druckrückgewinn in der Berechnung vernachlässigt werden. Schließlich haben die Rohrkrümmer einen großen Krümmungsradius (s. Abschnitt 2.3.3.3). Der Verfasser hat den zusätzlichen Druckverlust in der Luftströmung des Rohrkrümmers gegenüber dem gleich langen geraden Rohr gemessen 14.16]. Der Krümmer mit dem Krümmungsradius R = 300 mm und dein Rohrdurchmesser d = 50 mm hatte bei einer Luftgeschwindigkeit von v = 30 m/s nur einen zusätzlichen Druckverlust von 0,6 mbar.
94
Daraus ist zu schließen, daß in der ordentlich verlegten Förderleitung keine Lufteinzelwiderstände einzurechnen sind. Es ist sinnvoll, die Widerstände der Luftleitung von eventuellen Düsen, Abscheidern, Zyklonen und Filtern separat zu ermitteln und hei der Auswahl des Gebläses zum Druckverlust in der Förderleitung zu addieren. Hierbei kann auf die einschlägige Literatur zurückgegriffen werden. Schließlich sei auch die Druckdifferenz, die zum Einsaugen der Luft in die Förderanlage benötigt wird, vernachlässigt. Sie ist klein gegenüber dem Druckverlust in der Förderleitung. Deswegen wird an ausgeführten Anlagen auch keine Maßnahme getroffen, die kinetische Energie von Fördergut und Förderluft am Ende der Förderanlage zurückzugewinnen. 4.2.3.3
Gutreibungsverlust
Die Erfassung des Gutreibungsverlustes soll nach Abschnitt 4. 1 .3.2 unter Berücksichtigung von Abschnitt 4.1.3.1 erfolgen. Es gilt damit:
In Gl. 4. 1 1 ist /.s • A/i/rf ein für die Flugförderung konstanter Druckverlustbeiwert. /.s ist gleich dem Widerstandsbeiwert /.s nach W. BARTH (s. Gl. 4.2). Dieser ist auf den Rohrdurchmesser d bezogen und mit der Rohrlänge A/, = l m multipliziert. Dadurch ist der Beiwert dimensionslos. Für ein Rohr mit 100 mm Durchmesser ist /.s • A/i/rf lOmal so groß wie die Werte /.$ nach W. BARTH und anderen. Wird die Förderlänge A/ in m eingesetzt, dann beschreibt A//A/I die Anzahl der Meter Förderweg. Außerdem ist in Gl. 4.11 die Gutbeladung // und der dynamische Druck enthalten. Der Verfasser hat zahlreiche Messungen an pneumatischen Förderanlagen im Technikum und vor Ort durchgeführt und daraus die in Tabelle 4.3 aufgeführten Druckverlustbeiwerte /.$ • fd\ld zurückgerechnet. Die über 50 Fördergüter überstreichen die ganze Bandbreite von Korndurchmesser, Kornform, Schüttdichte und Raumdichte, so daß Beiwerte von hier nicht aufgeführten Fördergütern durch Interpolation ermittelt werden können. Bei stark adhäsiven und kohäsiven Schüttgütern (s. Abschnitt 3.2.2) kann allerdings dieser Reibungsbeiwert durch Anbacken unter Druck ansteigen. Für eine richtige Auslegung sind in diesem Fall Förderversuche im Technikum erforderlich. 4.2.3.4
Hubverlust
Der Hubverlust ist gleich dem auf den Rohrquerschnitt bezogenen Gewicht der im lotrechten Rohr stehenden oder sich bewegenden Schüttgutsäule:
A/; 1 1 = A/; • n • — • o, -g
c — • üV
95
Der Hubverlust ist nach Messungen von J. FI.ATOW |4.26j wesentlich größer als der Rcihungsverlust im lotrechten Rohr. Bei den meisten pneumatischen Förderanlagen ist die lotrechte Förderung bedeutend kürzer als die waagerechte. Setzt man zur Vereinfachung der Berechnung den Reibungsverlust im lotrechten Rohr gleich wie im waagerechten an, dann wird der errechnete Druckverlust etwas (aber unwesentlich) größer als der tatsächliche. Das Berechnungsverfahren gewinnt an Übersichtlichkeit, indem man für A/den gesamten (d.h. waagrechten und lotrechten) Förderweg einsetzt. Der Hubverlust bezieht sich dann nur auf die Überwindung der geodätischen Höhe A/7, nicht auf die Reibung im lotrechten Rohr. Gl. 4.12 enthält das Geschwindigkeitsverhältnis cl» der Gut- zur Luftgeschwindigkeit. In den Bildern 2.22, 2.23 und 2.24 wurde du über der Luftgeschwindigkeit aufgetragen. Daraus ersieht man, daß feinkörnige Fördergüter ein größeres Verhältnis du haben als grobkörnige; denn sie bieten dem Luftstrom eine insgesamt größere Anströmfläche. In Hinblick auf die Vereinfachung des Berechnungsverfahrens wird nun folgende Verallgemeinerung vorgeschlagen: staubförmiges und grießiges Fördergut körniges Fördergut
(Gl.4.13)
Der Übergang ist flexibel zu handhaben. Außerdem sei darauf hingewiesen, daß im nächsten Abschnitt beim Beschleunigungsverlust du im Zähler steht, während du beim Hubverlust nach Gl. 4.12 im Nenner erscheint. Dadurch hebt sich ein Fehler teilweise wieder auf, eine Tatsache, die schon manchem schwachen Berechnungsverfahren zu brauchbaren Ergebnissen verholten hat. 4.2.3.5
Beschleunigungsverlust
In der Beschleunigungsstrecke wird das Fördergut längs der Förderlänge / auf die Gutgeschwindigkeit c des Beharrungszustandes gebracht (s. Bild 2.20). Mit dem Impulssatz läßt sich der dafür erforderliche Druckverlust ermitteln [4.16]:
((T!. 4.14)
Der Beschleunigungsverlust ist demnach proportional zum Geschwindigkeitsverhältnis dv. So müssen in Bild 2.23 bei t; — 30 m/s die schweren Stahlkugeln mit cl\> = 0,55 nur auf 17 m/s beschleunigt werden, während das feine Polystyrolgranulat mitr/o = 0,9 auf 27 m/s beschleunigt wird. Das ist entsprechend Gl. 4.14 natürlich mit einem erhöhten Energieverlust verbunden.
96
4.2.3.6
Krümmerverlust
Nach Abschnitt 2.3.3.4 ist der Druckverlust im Rohrkrümmer ebenfalls ein Beschleunigungsverlust, allerdings von einer gewissen Anfangs-Gutgeschwindigkeit, auf die das Fördergut durch den Aufprall auf die Rohrwand abgebremst wurde. Mit dem Impulssatz erhält man dann für den Krümmerverlust ähnlich wie Gl. 4.14: ty K = H~-eL-v*
(Gl.4.15)
Nach Abschnitt 2.3.3.4 und zahlreichen Messungen des Verfassers [4.16] ist der Krümmerverlust 30 bis 50% des Beschleunigungsverlustes. Außerdem hat der Rohrkrümmer in der Waagerechten einen anderen Druckverlust als die Krümmer waagerecht/lotrecht oder lotrecht/waagerecht. Schließlich haben zwei Rohrkrümmer hintereinander mit geringem Abstand durchaus nicht den doppelten Druckverlust wie ein einzelner; denn das Fördergut wird nach dem ersten Krümmer nicht auf die volle Gutgeschwindigkeit im Beharrungszustand beschleunigt. Da diese vielen Möglichkeiten nur schwer präzise erfaßt werden können, wird folgende inzwischen bewährte Vereinfachung für alle Rohrkrümmer vorgeschlagen: ^L = J_.£. v 2 v
(Gl.4.16)
Mit Gl. 4.16 wird aus Gl. 4.15, wenn der gesamte Rohrkrümmerverlust sich auf / Rohrkrümmer bezieht: l c ApK = / • / < • y — • Qi. • v2
4.2.3.7
Gesamtdruckverlust
Aus den Gl. (4.9, 4.11, 4.12, 4.14 und 4.17) erhält man den Gesamtdruckverlust als Summe der Einzeldruckverluste (ohne Ap\\-): Ap = ApL + Aps = Ap,. + Ap R + Ap H + ApB + ApK
_ 61.
, f
A/
+
/ X s - A/,
A/
'"! -^ -Ä/T
2-A/;-£ — ir ü
In Gl. 4.18 steht die l in der letzten Klammer für die Beschleunigung nach Gl. 4.14. Sollte Gl. 4.18 dazu benutzt werden, die Druckverluste in abgestuften Rohrleitungen für jede Stufe konstanten Rohrdurchmessers zu errechnen, ist die l dann durch eine 0 zu ersetzen, wenn zu Beginn der Stufe keine Beschleunigung erforderlich ist. Hier hat das Fördergut gewöhnlich bereits die Beharrungsgeschwindigkeit c.
97
Es ist zweckmäßig, in Gl. 4.18 einzelne Termc durch Faktoren zusammenzufassen: Ap, = KI • — - i r
(01.4.19)
(Gl. 4.20) Ap — Api + Aps Ap = K • y- • i>2 = (K, + /( • K s ) ' -y • u2
(Gl.4.21)
Dabei ist: A/
K^^--%i3 A/,
(Gl. 4.22) +
^-g+2.^.(l+ L' c ü \ 2 / u
(Gl.4.23)
. ;;-
A/
[ /-s ' A/,
A/
2 • A/; - ^
Der Druckverlust nach Gl. 4.21 ist demnach gleich dem Produkt aus dem dynamischen Druck O[ • {rll und dem Faktor K, in den alle Eigenschaften des Förderguts, des Fördermittels und der Förderanlage eingehen. 4.2.4
Auslegung einer pneumalischen Förderanlage hei Vernachlässigung der Kompressibilität der Luft
Vernachlässigt man die Kompressibilität der Luft, was nach Abschnitt 4.2.1 nur bei kleinen Drücken zulässig ist, dann ist die pneumatische Förderung in der Sauganlage gleich wie in der Druckanlage. Da die Berechnung nach den Abschnitten 4..-$ und 4.4 mit vertretbarem Aufwand durchgeführt werden kann, wird die genaue Rechnung immer nach diesen Kapiteln erfolgen. Dennoch hat sich die Berechnung nach Abschnitt 4.2 für die Abschätzung des Rohrdurchmessers bei Saug-, Druck- und Hochdruckförderanlagen bewahrt. 4.2.4.1
Rohrdurchmesser
Bei den meisten wirtschaftlich arbeitenden Flugfördcranlagen ist die Gutbeladung ft größer als 10. Dadurch wird der Druckverlustanteil A/JS in Gl. 4.21 eine Größenordnung höher als Api. Für die Abschätzung des Rohrdurchmessers genügt in diesem Fall Gl. 4.2Ü:
98
QS
ös-4-.Ks-^-v
ei 02 *>>=&;-vK*--T= —. m
2-K,-Qs-0_ Jt • a2
(GL 4 _ 2 5 )
Daraus erhält man für den Rohrdurchmesser: d
• Ks • Qs • u
(GL 4 ^ 6 )
K • A/> s
Dabei ist KS aus Gl. 4.23 zu errechnen. Der Gutmassenstrom Qs ist gegeben. Die Luftgeschwindigkeit v ist nach Tabelle 4.3 zu wählen. Schließlich ist der für Aps einzusetzende Druckverlust mit der gesamten Druckerhöhung des vorgesehenen Gebläses in Einklang zu bringen, so daß der später errechnete gesamte Druckverlust vom Gebläse auch aufgebracht werden kann. Für Mitteldruckanlagen mit Drehkolbengebläse (Druckerhöhung max. l bar) empfiehlt es sich, etwa 70% der Druckerhöhung des Gebläses für Aps einzusetzen. Ist die Förderleitung sehr lang oder eine lange Luftleitung vorhanden, kann dieser Anteil auch kleiner sein. Der nach Gl. 4.26 errechnete Rohrdurchmesser hat eine Größe, die so exakt nicht verfügbar ist. Nach dem errechneten Wert ist entsprechend den handelsüblichen Rohrdurchmessern ein Rohr zu wählen. Wählt man den Rohrdurchmesser größer als den errechneten, wird später analog zu Gl. 4.26 der Druckverlust kleiner und umgekehrt. Man hat hier also die Möglichkeit, die Druckerhöhung des Gebläses mehr oder weniger auszunutzen. Reicht die Druckerhöhung des Gebläses schließlich nicht aus, muß man einen größeren Rohrdurchmesser wählen und die Rechnung wiederholen. 4.2.4.2
Luftvolumenstrom
Mit dem gewählten Rohrdurchmesser d und der zuvor festgelegten Luftgeschwindigkeit u ergibt sich der Luftvolumenstrom zu: Vl =
4.2.4.3
JL .di. „
(Gl. 4.27}
Leistungsbedarf
Vernachlässigt man bei kleinen Druckänderungen die Kompressibilität der Luft, wird auf die Luft durch die Druckerhöhung im Gebläse folgende Leistung übertragen:
p = Ap • VL = *- • d2- • i, • Ap
(G1- 4.28)
Dabei nimmt das Gebläse eine entsprechend dem Gebläsewirkungsgrad höhere Antriebsleistung auf.
99
4.3
Pneumatische Druckförderung unter Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft
4.3.1
Allgemeines
Die Auslegung von pneumatischen Förderanlagen nach Abschnitt 4.2 ist nur bei kleinen Druckunterschieden (bis etwa 100 mbar) möglich. Bei größeren Druckdifferenzen längs der Förderleitung darf man die Zustandsänderung von Druck, Luftgeschwindigkeit und Luftdichte nicht mehr vernachlässigen, und das ist bei den meisten Förderanlagen der Fall. Da die in den Abschnitten 43 und 4.4 vorgestellten Berechnungsverfahren exakter sind und handlich bleiben, haben sie sich auch für Druckdifferenzen bis zu 100 mbar gut eingeführt. So hat der Verfasser Druckförderanlagen mit Injektoreinschleusung bei Differenzdrücken von nur 6 mbar nach diesen Verfahren mit Erfolg ausgelegt.
4.3.2
Luftgeschwindigkeit
Nach Gl. 4.6 ändert sich bei isothermer Strömung die Luftgeschwindigkeit zwischen den Punkten l und 2 in Bild 4.9 umgekehrt proportional zum Verhältnis der absoluten Drücke. Da am Ende der Förderleitung der Druck kleiner als am A n f a n g ist, ist dort die Luftgeschwindigkeit größer. Die in Tabelle 4.3 empfohlenen Luftgeschwindigkeitcn beziehen sich auf den Atmosphärenzustand. Dieser sei nach Abschnitt 3.3 gekennzeichnet durch die Luftdichte o,n = 1,2 kg/m 1
Dabei steht der Index 0 bei Druck, Dichte und Luftgeschwindigkeit für den Atmosphärenzustand. Nach Bild 2.30 herrscht am Ende der Druckförderanlage gewöhnlich der Atmospharenzustand mit p, () — 1,2 kg/m3. Sollte dieser mehr als 10% verfahrensbedingt oder durch eine größere geodätische Höhe abweichen, ist das mit einer Geschwindigkeitsänderung nach Gl. 4.8 zu kompensieren. Dadurch wird berücksichtigt, daß ein minimal erforderlicher dynamischer Druck nicht unterschritten wird. Hat eine pneumatische Druckförderanlage einen konstanten Rohrdurchmesser c/und herrscht am Ende der Atmospharenzustand mit einer Luftgeschwindigkeit nach Tabelle 4.3, dann ist am Anfang die Luftgeschwindigkeit umgekehrt proportional zum Druckverhältnis kleiner. Das soll ein Beispiel für das Fördergut PE-Granulat mit folgenden Werten erläutern. Drücke: pi = Pu = l bar, Ap = l bar, px = p, + Ap = 2 bar.
Mit j; = 22 m/s nach Tabelle 4.3 ergibt sich für die Anfangsgeschwindigkeit: (J
100
= vo--2-- = 2 2 - ^ - = 1 1 m/s P\ 2
Würde man in dieser Anlage i>t = 22 m/s setzen, dann wäre bei gleicher Druckdifferenz die Luftgeschwindigkeit am Ende: !>2 = "o = 44 m/s
Diese hohe Luftgeschwindigkeit würde zu höherem Druckverlust, größerem Energiebedarf, verstärktem Gutabrieb und höherem Anlagenverschleiß führen. Nach dem Prinzip des minimal erforderlichen dynamischen Drucks ist mit Gl. 4.8 die Luftgeschwindigkeit am Ende nur entsprechend der Wurzel aus dem Druckverhäitnis anzuheben: ,,,
~V~i
U
T
Die Anfangsgeschwindigkeit beträgt dann: „ = 31,1^. [=15,6^Diese Luftgeschwindigkeit gewährleistet, daß am Anfang der erforderliche dynamische Druck k m2 N ,, d>, = -jQi. • v-, - -$1,2 -^ g •„2 Ap 22- -s2- = lon 290 —2
nicht unterschritten wird, denn es ist: 2 • 1 ? ke m2 N A/7 llvn = ^-^- -gr- • 15,62 --,2- = 292 ^ 2 m' s m2
Um darüber hinaus die hohe Luftgeschwindigkeit von 31,1 m/s am Ende zu verringern, wird man bestrebt sein, durch eine Erweiterung des Rohrdurchmessers die Luftgeschwindigkeit herabzusetzen. Auch dabei darf der minimal erforderliche dynamische Druck nicht unterschritten werden. So kann man auf den größeren Rohrdurchmesser d± nach Gl. 4.8 erst an dem Punkt der Förderleitung erweitern, wo sich die Absolutdrücke p] zu pj umgekehrt verhalten wie die Rohrdurchmesser d\ und d± hoch 4. Sonst würde der erforderliche dynamische Druck unterschritten. Bei bekannten handelsüblichen Rohrdurchmessern muß man mit der Abstufung so weit längs der Förderleitung gehen, bis der Druck p, auf den eben ermittelten Druck p2 gefallen ist. Kleine Fehler (z.B. 5%) wirken sich nicht aus, da in den Luftgeschwindigkeiten nach Tabelle 4.3 unter Berücksichtigung der Steilheit der Gebläsekennlinie noch gewisse Sicherheiten enthalten sind. Folgendes Beispiel zeigt jedoch, daß hier oft in Unkenntnis der Sache falsch gehandelt wird. Die Druckförderanlage eines Betreibers verstopfte, nachdem er die Förderlänge vergrößert hatte. Dabei hatte das Gebläse noch Druckreserven. Unter Berücksichtigung des Vorausgegangenen lautete die Diagnose: Der erforderliche dynamische Druck wurde am Punkt der Einschleusung durch den erhöhten Druckverlust nach der Erweiterung der Förderlänge unterschritten. Daraus folgt die Maßnahme, am Anfang der Förderleitung ein Rohr mit kleinerem Durchmesser einzusetzen. Diese Maßnahme ist ohne Kenntnis der Grundlagen schwer zu verstehen, denn dem Nichtfachmann leuchtet nicht ein, daß das Fördergut durch ein kleineres Rohr besser als durch ein größeres strömen soll.
101
4.3.3
Druckverlust
4,3.3.1
Druckvcrlust bei kompressiblcr Luftströmung
Gl. 4.9 gilt nur für inkompressihlc Fördermittel. Bei kompressibler Strömung ändern sich die Zustandsgrößen (Druck, Luftdichte, Luftgeschwindigkeit) längs der Rohrlänge /. Da das für Luft zutrifft, ist diese Gleichung streng genommen nur in differentieller Schreibweise richtig:
(Gl. 4.29)
d
Wenn am Ende der Atmosphärenzustand (Index 0) herrscht, wird aus den dl. 4.5 und 4.6: /' po
(Gl. 4.30) (Gl. 431)
Damit erhält man aus Gl. 4.29: dp dl
=
_ _AL_ . _£LO JL.ul. l P» V d 2 ' po ' l M P /
•*L ei.o 'd ' 2
.2°. P
(Gl. 4,32)
Daraus ergibt sich für den Druck p im Rohr in der Entfernung A/ vom Beginn mit den Randbedingungen p(0) = p und p(A/) = p0, wobei p > po ist: = --7'^f - » j - p j d ' oder:
Für den Druckverlust A/; im Rohr mit der Länge A/ erhält man: A/
a
pj o - ^ o V1-'
(GI.4,33)
Nach Gl. 4.33 ist der Druckverlust bei kompressihler Luftströmung im Rohr proportional einem Produkt aus dem Atmosphä'rendruck p(t am Ende der Förderleitung (Druckförderung) und einem um l verminderten Ausdruck, der die folgenden Größen enthält: •J den auf den Atmosphä'rendruck bezogenen zweifachen dynamischen Druck, ÜD die Rohrgeometrie, LH den Widerstandsheiwert.
102
4.3.3.2
Druckverlust bei kompressibler Gut-Luft-Strömung
In Gl. 4.33 erfaßt der Term /.( • l^lld den Anteil der Luftreibung, der mit den vier anderen Anteilen den Faktor K in Gl. 4.24 ergibt. Ersetzt man nun diesen Term in Gl. 4.33 durch K, dann integriert man den Druckverlust längs der Förderleitung nicht mehr für die reine Luftströmung, sondern für die pneumatische Förderung: (Gl.4.34) Wie bei Gl. 4.33 sind in Gl. 4.34 die Widerstände gleichmäßig über die ganze Förderleitung verteilt. Das ist in der Praxis jedoch nicht für den Beschleunigungs- und für die Krümmerwiderstände der Fall, die als Einzelwiderstände auftreten. Dennoch ist der dadurch bedingte Fehler gering. Der Beschleunigungsverlust tritt am Anfang der Förderleitung bei geringer Luftgeschwindigkeit auf. Deswegen ist er kleiner, als wenn man ihn nach Gl. 4.34 integriert ermittelt. So wird der nach Gl. 4.34 errechnete Druckverlust stets etwas über dem tatsächlichen liegen, selbst dann, wenn mehrere Krümmer am Ende, wie z.B. bei einer Silo-Beschickungsanlage, eingebaut sind. Es ist kein Fall bekannt, wo die Rechenergebnisse allzuweit von den später gemessenen abweichen. 4.3.4
Auslegung einer pneumatischen Druckförderanlage unter Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft
Es hat sich als sinnvoll erwiesen, grundsätzlich alle pneumatischen Druckförderanlagen unter Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft auszulegen. Der Zusammenhang zwischen Gutmassenstrom, Rohrdurchmesser und Druckverlust führt allerdings dazu, daß man sich dem Endergebnis schrittweise nähern muß. Dabei kann man in den ersten Schritten bis zur Entscheidung für den Rohrdurchmesser die Kompressibilität der Luft noch unberücksichtigt lassen. 4.3.4.1
Druckförderanlage ohne Abstufung des Rohrdurchmesscrs
In Tabelle 4.4 ist das Vorgehen zur Auslegung einer pneumatischen Druckförderanlage ohne Abstufung des Rohrdurchmessers aufgezeigt. Eingeschlossen in diesen Plan ist allerdings eine mögliche Erweiterung des Rohrdurchmessers auf den letzten Metern, damit das Fördergut mit nicht zu großer Geschwindigkeit auf die Abscheiderwand aufprallt. Im 1. Schritt werden die Daten eingegeben, die der spätere Betreiber der Anlage dem Hersteller aufgibt. Im 2. Schritt legt der Hersteller mit seinem Wissen (z. B. nach Abschnitt 4.2) die für die Berechnung zusätzlich erforderlichen Werte fest. Der 3. Schritt dient der Abschätzung des Rohrdurchmessers. Bis hierhin kann die Kompressibilität der Luft vernachlässigt werden. Die Wahl des Rohrdurchmessers ist nach Abschnitt 4.2.4 möglich. Ob sie richtig war, bestätigt letztlich erst der 4. Schritt. Bis zum 3. Schritt läuft die Auslegung von Druck- und Sauganlagen gleich.
103
Tabelle 4.4 Ahlaufdiagramm zur Auslegung einer pneumatischen Druckförderanlage ohne Abstufung des Rohrdurchmessers. Gegebene Daten Fördergut Gutmassenstrom Förderweg insgs. davon Hub Anzahl der Krümmer
Name A/ A/?
i
Gewählte Daten (Tabelle 4.3) (Tabelle 4.3)
Luftgeschwindigkeit t>o Druck vcrlust beiwert /.s Gesch windigkeitsverhältnis ( Luftdichte o\
3. Schritt:
Rohrdurchmesser Entscheidung für Gebläseart Abschätzung von d nach Gl. 4.26 Wahl nach Handelsliste (Tabelle 8.1) Abstufungsmöglichkeit auf höheren Rohrdurchme 1 nach Gl.4.8
4. Schritt:
l
Druckverlust Gutbeladung fi nach Gl. 4.39 Faktor K nach Gl. 4.24 Druckverlust Ap, Ap„ nach Gl. 4.34 Korrektur der Luftgeschwindigkeit r> ( )
nach Gl. 4.35
S. Schritt:
I.uft volumenstrom Wahl des Austrittsrohrdurchmcssers dt} Wahl der Luftgeschwindigkeit »(} Schleusenleckluftstrom V-/_ Luftvolumenstrom V[
v 6. Schritt:
Gebläse Type Luftvolumenstrom Druckerhöhung Kennlinie Temperaturerhöhung Drehzahl Leistungsbedarf Motordrehzahl Motorleistung
V 7. Schritt:
Schleuse Type Drehzahl, bzw. Taktzeit Druckdifferenz Leckluftstrom V / Druckverlust 1
8. Schritt:
Luftleitung a) vor der Förderleitung Durchmesser Länge Druckverlust b) nach der Förderleitung Durchmesser Länge Druckverlust
9. Schritt:
Abscheider, Filter Luftvolumenstrom Filterfläche Filterbelastung Druck Druckverlust Spülluftbedarf (Druck, Menge)
Ende
105
Im 4. Schritt wird der Druckverlust nach Gl. 4.34 mit allen erforderlichen Vorarbeiten errechnet. Dabei kann die Berechnung von Druckanlagen nur auf das Ende der Förderleitung bezogen werden, wo der Atmosphärenzustand herrscht. Der geringere dynamische Druck bei der Einschleusung in die Druckanlage macht dann allerdings ein Anheben der Luftgeschwindigkeit erforderlich. Wenn !>,, die Luftgeschwindigkeit am Anfang und (;() die Luftgeschwindigkeit am Ende ist, folgt aus Gl. 4.H für die erforderliche Anfangsgeschwindigkeit beim erhöhten Druck
p„ + AP Und isotherm umgerechnet auf den Zustand am Ende: p„ + Ap _
|
lp„ + Ap_
/'<>
(Gl. 4.35) Ist A/; z.B. gleich I bar, dann erhöht sich die neue Endgeschwindigkeit auf das 2fache. Damit wird im 4. Schritt die Gutbeladung /.i und der Faktor K kleiner. In einem 2. Rechengang steigt der Druckverlust Ap nach Gl. 4.34, da hier die Luftgeschwindigkeit quadratisch eingeht. Und so wird nach Gl, 4.35 die Luftgeschwindigkeit erneut höher, so daß ein weiterer Rechengang durchzuführen ist. Nach 3 bis 4 Iterationen nimmt erfahrungsgemäß der Druckverlust nur noch unwesentlich zu. Damit kann die Druckverlustberechnung beendet werden. Im 5. Schritt wird der zuvor errechnete Druck Verlust mit dem im 3. Schritt ermittelten Druckverlust bei einer möglichen Rohrdurchmesserabstufung verglichen und der Rohrdurchmesser d entschieden. Dann wird nach Gl. 4.27 der Luftvolumenstrom ermittelt. Zählt man noch einen eventuell vorhandenen Schleusen-Leckluftstrom dazu, dann erhält man den Luftvolumenstrom \\, bezogen auf den Atmosphärendruck. Mit dem Luftvolumenstrom nach Schritt 5 und dem Druckvertust nach Schritt 4 kann das Gebläse ausgelegt werden (6. Schritt). Dieses Gebläse muß bereits der Abschätzung des Rohrdurchmessers im 3. Schritt zugrunde liegen. Ist der errechnete Druckverlust nach dem 4. Schritt, einschließlich eventueller Druckverluste durch die Schritte 7, 8 und 9 größer als die Druckerhöhung des Gebläses, kann der Rohrdurchmesser größer gewählt oder das Gebläse gewechselt werden. Schließlich muß der Nachweis erbracht werden, daß das Gebläse in der Lage ist, den erforderlichen Luftvolumenstrom bei der auftretenden Druckdifferenz zu liefern. Die Leistung des Gebläses wird nicht errechnet, sondern aus den relativ genauen Kennlinien der Gebläsehersteller entnommen. Es ist üblich, den Antriebsmotor des Gebläses mit etwa 10% Leistungsreserve auszuwählen. Zu einer umfassenden Auslegung einer pneumatischen Druckförderanlage gehört außerdem die Auslegung der Schleuse, der Luftleitungen und des Filters (Schritte 7 bis 9). Diese müssen nicht nur ihre separate Funktion erfüllen, sondern beeinflussen auf verschiedene Weise die Funktion der Druckförderanlage.
106
Tabelle 4.5 Ablaufdiagramm zur Auslegung einer pneumatischen Hochdruck-Förderanlage mit mehrfacher Abstufung des Rohrdurchmessers
1. Schritt:
Auswahl einer Rohrdurchmesserreihe d\ bis „ (gewöhnlich ;; = 4)
2. Schritt:
Überschlägige Bestimmung der Drücke am Anfang und am Ende jeder Stufe nach Gl. 4.34
3. Schritt:
Überschlägige Bestimmung der Druckverluste in jeder Stufe nach Gl. 4.36
4. Schritt:
Bestimmung der Anfangsluftgeschwindigkeit \>\\ nach Gl. 4.37, der Endluftgeschwindigkeit und der Gutbeladung p nach Gl. 4.39
5. Schritt:
Bestimmung der Rohrlänge jeder Stufe nach Gl. 4.38
6. Schritt:
Aufteilen von waagerechter Förderung, lotrechter Förderung, Beschleunigung und Krümmer auf die einzelnen Stufen anhand der Rohrisometrie
7. Schritt:
Errechnen der Druckvcrluste in jeder Stufe, rückwärts, ausgehend von der letzten Stufe nach Gl. 4.34
8. Stufe:
Aufsummierung der Druckverlustc in den Stufen /;,, -/;,, = X Ap„
Aus Tabelle 4.4 ist ersichtlich, daß die Auslegung einer pneumatischen Förderanlage nicht nur ein reiner Rechenvorgang, sondern ein Regelvorgang mit Schleifen, Rückführungen und Entscheidungen ist. 4.3.4.2
Druckförderanlage mit mehrfacher Abstufung des Rohrdurchmcssers
Es ist unumgänglich, den Durchmesser der Förderleitung hei pneumatischen Hochdruckförderanlagen mehrfach abzustufen. Bei einem Druckabfall von 3 bar würde ohne Abstufung die Luftgeschwindigkeit von z.B. 12 m/s auf 4H m/s längs der Förderleitung ansteigen. Dadurch wird das Fördergut und die Förderanlage sehr beansprucht. Vorder Planung einer mehrfach abgestuften Hochdruckförderungist es sinnvoll, eine nicht abgestufte Förderanlage nach Tabelle 4.4 auszulegen. Dann kann man sich bei der Hochdruckförderanlage auf die Schritte 3 und 4 konzentrieren. Im Schritt 3 erhält man einen Rohrdurchmesser, der im Bereich der später ermittelten Rohrdurchmesser liegt. In der Nähe dieses Rohrdurchmessers wählt man handelsübliche Rohrdurchmesser aus (etwa 4} und verfährt weiter nach Tabelle 4.5. Aus Gl. 4.8 kann abgeleitet werden, daß vom ersten (Einschleusimg) auf den n-ten Rohrdurchmesser nach folgendem Druckverlust abgestuft werden k a n n :
(Gl. 4.36)
Pll-prt-pl
In GL 4.36 steht der erste Index für die Stufe. Beim zweiten Index bedeutet die l den Anfang und die 2 das Ende. So ergeben sich die Bezeichnungen nach Bild 4.10. Als Anfangsdruck kann der zuvor nach Tabelle 4.4 errechnete absolute Druck an der Einschleusung eingesetzt werden. Bei einer möglichen Iteration liegen dann genauere Werte vor. Die Luftgeschwindigkeit i/l} an der Einschleusung kann mit den Werten von Tabelle 4.3, die für den Atmosphärenzustand am Ende gelten, nach Gl. 4.8 umgerechnet werden:
1
z| Luftdruck p„,;p„2
bar
Pn
Luftdichte „ Ln , ;BLn2
kg m3
•t,,
Luftgeschwindigkeit
m/s
"n,! "„2
Rohrdurchmesser cfn Bild 4.10
108
mm
Pi2
^
=
ftl
~ -L21
P22
= Pai
P32 = P„,
P42 = Po
-L22
~ '~L31
^L32 = "L4,
°L42
...
,,
"2l
"22 "3l
"32 "41
"42
a,
a,
d2
d2
d3 d,
d.
Die mehrfach abgestufte Förderleitung
rf3
= eLO -0
= ^0
Danach werden die im zweiten Schritt ermittelten Drücke umgerechnet auf den Druckverlust in jeder Stufe. Die Förderlänge A/ wird auf die Längen A/ jeder Stufe so verteilt, daß sie proportional den Druckverlusten in jeder Stufe sind: A/ = A / - P " ' " P " 2 Pn-Po
(Gl.4.38)
Aus dem Verlauf der Förderleitung läßt sich nun ermitteln, wieviel waagerechte Förderung, lotrechte Förderung, Beschleunigung (nur in der ersten Stufe) und Rohrkrümmer jede Stufe enthält. Zur Berechnung des Druckverlusts in jeder Stufe benötigt man noch die Gutbeladung: ,, =
(Gl. 4.39) Q,
n • QU> • dfi • «o
Nun läßt sich der Druckverlust der letzten, d. h. der n-ten Stufe nach Gl. 4.34 errechnen; denn hier herrscht der Atmosphärenzustand am Ende. Vom Beginn der letzten Stufe kann auf den Zustand am Ende der vorletzten geschlossen werden, und so weiter bis zur ersten Stufe. Bei der Errechnung des Faktors K ist darauf zu achten, daß der Beschleunigungsverlust nur in der ersten Stufe auftritt; denn in alle anderen Stufen tritt das Fördergut sogar mit erhöhter Geschwindigkeit ein. Deswegen ist in Gl. 4.24 die l in der letzten Klammer ab der zweiten Stufe für alle weiteren Stufen zu streichen. Die Summierung der Druckverluste in jeder Stufe ergibt den Druckverlust Ap in der Förderleitung. Damit erhält man den erneuten Anfangsdruck:
Dieser ist mit dem zuvor gewählten Anfangsdruck zu vergleichen. Je nach Abweichung der beiden Drücke voneinander ergeben sich für das weitere Vorgehen drei Möglichkeiten: a) p\\ ist wesentlich anders als die Druckerhöhung des Gebläses. In diesem Falle sind neue Rohrdurchmesser zu wählen. b) pn liegt ziemlich nahe bei der Druckerhöhung des Gebläses, einschließlich aller Druckverluste nach Tabelle 4.4. In diesem Fall kann in Hinblick auf genauere Werte der Rechenvorgang nach Tabelle 4.5 wiederholt werden. c) p] i liegt hinreichend nahe bei der Druckerhöhung des Gebläses, einschließlich aller Druckverluste nach Tabelle 4.4. In diesem Fall ist die Berechnung abgeschlossen. Den Fortgang entscheidet der Projektingenieur. Bei mehreren Berechnungen hat sich gezeigt, daß eine Wiederholung (Iteration) mit genauerem Anfangsdruck /;,, stets zur Konvergenz führt. Es empfiehlt sich, für die abgestufte Hochdruckförderanlage ein Berechnungsprogramm aufzustellen. Das ist nach einschlägigen Erfahrungen gut durchführbar und spart, insbesondere bei Iterationen, viel Zeit.
109
4.4
Pneumatische Saugförderung mit Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft
4.4.1
Allgemeines
Nach Abschnitt 2.4 und Bild 2.30 herrscht in der pneumatischen Saugförderanlage am Anfang Atmosphärendruck und am Ende, d.h. vor dem Gebläse, ein Unterdruck. So ist die Sauganlage in ihrem Druckverlust theoretisch auf den Atmosphärendruck Ap = l bar begrenzt. In diesem Kapitel wird noch gezeigt, daß ein wirtschaftlicher Betrieb sich nur bis zu einer Druckdifferenz von A/? = 0,5 bar einstellt. 4.4.2
Luftgeschwindigkeit
Die pneumatische Saugförderanlage hat am Anfang, d.h. an der Einschleusung, die Luftgeschwindigkeit i;0. Diese kann nach Tabelle 4.3 für die einzelnen Fördergüter gewählt werden. Da der dynamische Druck mit der Expansion der Luft längs der Förderleitung zunimmt, wird bei richtiger Wahl von t;0 und bei konstantem Rohrdurchmesser der minimal erforderliche dynamische Druck an keiner Stelle der Förderleitung unterschritten. In der Sauganlage nimmt bei gleicher Druckdifferenz A/J die Luftgeschwindigkeit längs der Förderanlage stärker zu als in der Druckanlage, da sich nach Gl. 4.6 die Luftgeschwindigkeiten wie die Absolutdrücke verhalten. Um eine allzu hohe Luftgeschwindigkeit am Fnde der Förderäeitung zu vermeiden, wird der Förderlcttungsdurchmesser ebenfalls wie bei der Druckanlage nach Gl. 4.8 abgestuft. Da das Druckverhältnis /7| : p 2 , wie vorne erläutert, m a x i m a l gleich 2 ist, während es bei der Druckanlage durchaus 4 und mehr sein kann, werden Sauganlagen höchstens einmal abgestuft. Viele Sauganlagen mit Flächen- oder Raumabsaugung haben ein oder zwei Teleskope in der Lotrechten und in der Waagerechten. Die Teleskoprohre sind ineinander gesteckte
Bild 4. l l T'deskoprohr in einer pneumatischen Saugtörder.inlage
.
110
Rohre. In Förderrichtung gesehen wird das kleinere Rohr vor dem größeren durchströmt (Bild 4.1 I). Gewöhnlich sind die Rohre so eng ineinander gepaßt, wie es die Fertigungstoleranzen zulassen. Sie sind meistens nicht abgedichtet, damit der Spalt infolge der Druckdifferenz gespült wird. Dabei erhöht die angesaugte Spülluftmenge den dynamischen Druck, während die Rohrdurchmessererweiterung ihn erniedrigt. Da die Spülluftmenge von der Spaltlänge abhängt, ist sie am größten, wenn das Teleskoprohr am weitesten ausgezogen ist. 4.4.3
Druckverlust
4.4.3.1
Die Integration des Druckverlusts in der Sauganlage
Der einfache Ansatz für den Druckverlust nach Gl. 4.29 kann auch auf die pneumatische Saugförderung angewendet werden, wobei lediglich andere Grenzen einzusetzen sind. Für die Sauganlage gelten die Grenzen: p(0) = po (gewöhnlich p() = l bar) p(A/) =p mit
po
> p
Damit wird aus Gl. 4.29:
j /y /.o
u// -
-
j
2
'
'
"0
PO J
ul
0
A/ P = Po- f-\. ' -j-' Qui • ÜB ' Po
Daraus ergibt sich für den Druckverlust Ap im Rohr mit der Länge A/ bei reiner Luftströmung:
(Gl. 4.40) Wie bei der Druckanlage in Abschnitt 4.3.3 sei der Übergang von der Saugströmung reiner Luft zur pneumatischen Saugförderung vollzogen, indem in Gl. 4.40 gesetzt wird:
Damit erhält man den Druckverlust in der pneumatischen Saugförderanlage: («. 4.41)
Po
mit dem Faktor K nach Gl. 4.24. Für den Fehler, den man bei der Integration der Einzelwiderstände in der Sauganlage macht, gilt sinngemäß das gleiche wie für die Druckanlage nach Abschnitt 4.3.3.2. 111
Bild 4.12 Druckverlust in einer pneumatischen Saugförderanlage als Funktion des Faktors K bei den Werten Luftgeschwindigkeit: «o = 25 m/s Luftdichte: o,,, = 1,2 kg/m ! a Druckverlust nach Gl. 4.40 (kompressibel) b Druckverlust inkompressibel c physikalische (absolute) Grenze der Sauganlage d Grenze der Sauganlage durch den wirtschaftlichen Gebläseeinsatz
Q. l
1,0
bar
7
0,8
0,6
s
Q. <]
i o,4 0> >
0,2
40
80
120
160
Faktor K = KL + u Ks
4.4.4
Auslegung einer pneumatischen Saugförderanlage unter Berücksichtigung der Kompressibilität der Luft
In Tabelle 4.6 ist das Ablaufdiagramm zur Berechnung einer pneumatischen Saugförderanlage aufgeführt. Dabei sind der L, 2. und 3. Schritt die gleichen wie bei der Druckförderanlage, da hier die Kompressibilität der Luft nicht berücksichtigt wird. So sind auch im 4. Schritt die Errechnung der Gutbeladung /< und des Faktors K noch so wie bei der Druckanlage. Erst der Druckverlust Ap wird nach Gl. 4.41 errechnet. Da die Sauganlage den geringsten dynamischen Druck am Anfang hat und hier die Werte (Atmosphärendruck) bekannt sind, braucht bei Saugförderung die Druckverlustberechnung nicht iteriert zu werden. Im 5. Schritt wird der Luftvolumenstrom errechnet: 7t
(Gl. 4.43)
4
Zu diesem Luftvolumenstrom ist ein eventueller Leckluftstrom an der Fördergutausschleusung zu addieren: V,. - V,.0
Vz
113
Tabelle 4.6
Ablaufdiagramm zur Auslegung einer pneumatischen Saugförderanlage
L, 2., 3. Schritt:
Wie Tabelle 4.4
4. Schritt:
Druckverlust Gutbcladung/; nach Gl. 4.39 Haktor K nach Gl. 4.24 Druckverlust Ap nach Gl. 4.41 Abstufungsmöglichkeit nach Gl. 4.8
5. Schritt:
Luftvol umen ström Luftvolumenstrom V\ ( > nach Gl. 4.43 Schleusenleckluftstrom V/ Gesamtvolumenstrom V L nach Gl. 4.44 Luftvolumenstrom V(]1,|,i am Saugstutzen des Gebläses nach Gl. 4.45
6., 7., 8., 9. Schritt:
Wie in Tabelle 4.4
Ende
Sehr wichtig und vom Anfänger manchmal vergessen ist nun der Luftvolumenstrom am Saugstutzen des Gebläses. Da die Liefermengen des Gebläses stets auf den Zustand am Saugstutzen bezogen werden, muß V L nach Gl. 4.44 entsprechend den herrschenden Drücken isotherm umgerechnet werden: V, po -
^p_
(Gl. 4.45)
Po
In Gl. 4.45 bezieht sich Ap auf den Druckverlust von der Einschleusung bis zum Gebläsesaugstutzen.
114
4.5
Berechnungsbeispiele
4.5.1
Allgemeines
In den Tabellen 4.4 bis 4.6 ist das genaue Vorgehen zur Berechnung von pneumatischen Flugförderanlagen beschrieben. Pneumatische Pfropfenförderanlagen oder Fließförderanlagen können auf ähnliche Weise berechnet werden. Dabei müssen allerdings andere Werte der Berechnung zugrunde gelegt werden. Eigentlich ist mit den Abschnitten 4.3 und 4.4 alles zur Auslegung der Förderanlagen gesagt. Da jedoch an gewissen Punkten des Berechnungsverfahrens Entscheidungen verlangt werden, ist es hilfreich, diese Entscheidungen anhand von Berechnungsbeispielen nachzuvollziehen. 4.5.2
Beispiel einer pneumatischen Druckförderanlage
Die auszulegende Anlage hat folgende Daten: 1. Gegebene Daten: Fördergut: Zementrohmehl Korndurchmesser: d^ = 0,01 mm Raumdichte: £>s = 2700 kg/m ! Schüttdichte: £>ss = 960 kg/m' Cjutmassenstrom: Qs = 20 t/h = 5,55 kg/s Förderweg: insgesamt A / = 100 m davon Hub Ah = 20 m Rohrkrümmer i= 3 Förderverlauf: Einschleusung, 50 m waagrecht, Krümmer waagr./lotr., 20 m lotrecht, Krümmer lotr./waagr., 20 m waagrecht, Krümmer waagrecht, 10 m waagrecht, Gutabscheidung 2. Gewählte Daten: Luftgeschwindigkeit: u0 = 24 m/s (Tabelle 4.3} Druckverlustbei werte: /i. = 0,03 (rauhes Rohr) /.s-A/i/rf = 0,15 (Tabelle 4.3) Geschwindigkeits Verhältnis: c/i) = 0,7 (schweres Pulver)
115
3. Abschätzung des Rohrdurchmessers Beim Einsatz eines Zellenverdichters steht folgende Druckerhöhung des Gebläses zur Verfügung: Ap = 2 bar. Davon entfallen auf die reine Gutförderung: Aps = l,5 bar = 150 000 Pa
Aus Gleichung (4.23) folgt für K, : 2 • 20 m • 9,81-"^ K, = 0,15 • 100 + —r5— + 2 • 0,7 (l + 0,5 • 3) 0,7 • 576 s= 15 + 0,97 + 3,5 = 19,47 Damit erhält man für den Rohrdurchmesser: 1 2 - 19,47 • 5,55 kg/s • 24 r^/T V 7t-150000kg/(m-s 2 ) = 0,1049 m = 104,9 mm Gewählter Rohrdurchmesser nach DIN 2448 (Tabelle 8.1): d= 107,1 mm (114,3 -3,6) Nächst größerer Rohrdurchmesser: d= 113mm (121 - 4 )
Wenn der Druck am Anfang p\ = l + 1,5 = 2,5 bar ist, kann bei folgendem Druck p2 nach Gleichung (4.8) auf den größeren Durchmesser abgestuft werden: p2 = 2,5 bar l
' ) = 2,03 bar
Das entspricht einem Druckverlust Ap = 2,5-2,023 = 0,477 bar. 4. Druckverlust Gutbeladung:
,
4 - 5 , 5 5 kg/s
Jt- 1,2—^-- 0,01147m 2 - 2 4 — m' s Faktoren:
K = KL + ft • Ks = 28 + 21,4 • 19,47 = 444,5
116
Tabelle 4.7
Iteration der Zustandswerte von Beispiel 4.5.2
Rechenschritt
Dimension
1
2
3
4
Luftgeschwindigkeit un Gutbeladung// Faktor K Druckverlust Ap
m/s 1 1 N/m 2
24 21,4 444,5 101800
34,1 15,06 321,2 134100
36,7 13,99 300,4 142000
37,3 13,76 295,9 143700
Druckverlust:
Ap' = 10 5 — • m2r
-l
l + 444,5 • 10
= 101 800 Pa = 1,018 bar
Mit diesem errechneten Druckverlust wird die erforderliche Luftgeschwindigkeit neu bestimmt. Dadurch ändert sich die Gutbeladung und der Faktor K sowie der Druckverlust. Die Iteration erfolgt in einer Schleife (Tabelle 4.7). Nach dem 4. Schritt ändern sich die Werte nur noch unbedeutend. Diese Werte seien die Grundlage für weitere Berechnungen. Da entsprechend 3., Abschätzung des Rohrdurchmessers, bereits nach einem Druckverlust von 0,477 bar auf den Rohrdurchmesser 113 mm abgestuft werden kann, könnte diese Abstufung durchgeführt werden; denn nach Tabelle 4.7 ist der Druckverlust ohne Abstufung 1,437 bar. Eine weitere Nachrechnung der dann gleich mehrfach abgestuften Förderleitung soll im Beispiel Abschnitt 4.5.3 erfolgen. Wird die Förderleitung nicht abgestuft, dann gelten folgende Rechenwerte: Rohrdurchmesser: d Druck Verlust:
= 107,1 mm
Ap = l,437 bar
Luftvolumenstrom: V = 4 0,1071 2 m 2 • 37,3 — = 0,336 — 4 s s = 20,16^ Diese Werte dienen zur Auswahl des Gebläses (6. Schritt in Tabelle 4.4) aus der Lieferliste von Gebläseherstellern.
117
4.5.3
Beispiel einer pneumatischen Hochdruckförderanlage
Infolge der hohen Luftgeschwindigkeit von v() = 37,3 m/s am Ende soll die Förderanlage nach Abschnitt 4.5.2 mehrfach abgestuft werden. Dabei werden die Rohrdurchmesser nach Tabelle 8.1 eingesetzt. Das Vorgehen erfolgt nach Tabelle 4.5 und ist in Tabelle 4.8 durchgeführt. Die mehrfach abgestufte Hochdruckförderanlage hat mit Ap = 1,211 bar einen geringeren Druckverlust als die nicht abgestufte mit Ap = 1,437 bar. Außerdem liegt die Endgeschwindigkeit i;0 = 27,5 m/s wesentlich unter der Luftgeschwindigkeit u = 37,3
Tabelle 4.8 spiel 4.5.3
Berechnung einer mehrfach abgestuften pneumatischen Druckförderung nach Bei-
L u f t d r u c k / ? n l ; p l]2
bar
Pu
P\>
Luftdichte pi n | ; pi Il2
kg m3
giu
«ii2
Luftgeschwindigkeit
m/s
"II
"12
"2l
"22
<'.)]
"32
"4l
"42
— "u
Rohrdurchmesser dn
mm
dt
d,
di
di
d,
d;
4
1/4
= d„
Rohrstange (n = 1 bis 4)
= pn
Pu
= Ol.2l6>L22
= Pil
Pi2
= «Hl «L 12
1
3
4
107
113
119
125
mm
P \\~Pni nach Gleichung (4.36) bei/?,, = 2,437
bar
0,478
0,844
1,129
bar
0,478
0,366
0,285
A/,, nach Gleichung (4.38)
33
26
20
21
m m
33 1 -
17 9
9 11 1
21 1
-
Druck /> n2
bar
Luftgeschwindigkeit n n 2
m/s
Luftdichte p[ Il2
kg m'
Faktor X„
-
Druckverlust in der Stufe
Ku-
Gesamter Druckverlust
ba r
118
0,308
m
im Rohrstragenthalten: waager. Länge lotr. Länge Beschleunigung Krümmer
1,809 20,7 2,171
96 0,402
1 1,492
22,6 1,790
77
0,3 1 7
1,236
24,6 1,483
63 0,256
P42
= ( < | 4 | 0|42
2
Rohrdurchmesser dn (nach Tabelle 8.1)
P„1-P„2
= ?4I
1,0 27,5 1,20
58 0,236
A/; = 0,402 + 0,317 + 0,256 + 0,236 = ,211
= pa = Pin
m/s bei der nicht abgestuften Förderleitung. Da der errechnete Druckverlust nicht allzu weit vom angenommenen entfernt liegt, wird auf eine Iteration der Berechnung verzichtet. 4.5.4
Beispiel einer pneumatischen Saugförderanlage
Die zu berechnende Anlage hat folgende Werte: 1. Gegebene Daten: Fördergut: Polyethylengranulat Korndurchmesser: d^ = 4 mm Raumdichte: gs = 1000 kg/m' Schüttdichte: Pss = 550 kg/m' Gutmassenstrom: Q = 6 t/h = 1,67 kg/s Förderweg: insgesamt A/ = 50 m davon Hub A/; = 15 m Rohrkrümmer i —4 2. Gewählte Daten: Luftgeschwindigkeit: DO = 23 m/s Druckverlustbeiwerte: /L = 0,02
;.s • A/, d
= 0,04
Geschwindigkeitsverhältnis: c/u = 0,7 3. Rohrdurchmesser: Druckdifferenz des Drehkolben-Sauggebläses: A/><;,w. = 0,4 bar Davon entfällt auf die reine Gutförderung: A/;s = 0,3 bar = SOOOOPa Aus Gl. 4.23 folgt für K.: O O1
K, = 0,04 • 50 + -~ Q "7\ 52'9
+ 2 • 0,7 (1 + 0 , 5 - 4 )
= 2 + 0,8 + 4,2 = 7,0
Bei Ks zeigt sich, daß für die Beschleunigungs- und Krümmerverluste etwa 60% des zusätzlichen Druckverlustes aufzuwenden ist. Für den Rohrdurchmesser ergibt sich:
d —
/ 2 - 7 - 1,67 k g / s - 2 3 m/s 7t • 30000 kg/(m • s 2 )
= 0,0755 m = 75,5 mm Gewählter Rohrdurchmesser (Edelstahlrohr, s. Abschnitt 8.1.2):
d = 82,5 mm
119
4. Druckverlust: Gutbeladung:
4 - 1,67 kg/s it • 1,2 kg/m' • 0,08252 m 2 • 23 m/s Faktoren: K, =0,02 -frj— = 12,12 0,0825 m
K = 12,12 + 11,3 - 7 = 91,2 Druckverlust:
N F / 1 2 - 5 2 9 \<>.5 AP = 10*^. [l - ( l -91,2-^) = 35100Pa = 0,351 bar Mit einem zusätzlichen Druckverlust in Luftleitung, Abscheider und Filter von 4000 N/m2 liegt man sehr nahe am eingangs geschätzten Wert von Aj&Gebi. = 0,4 bar. Durch eine Abstufung des Rohrdurchmessers könnte der Druckverlust verkleinert werden, und das Granulat wäre schonender zu transportieren. Mit dem Rohrdurchmesser d\ = 82,5 mm und einem Erweiterungsdurchmesser (Edelstahlrohr) di = 88,5 mm ergibt sich nach Gl. 4.8:
Der Rohrdurchmesser dieser Anlage könnte demnach etwa 35 m nach Beginn der Förderung abgestuft werden, wenn man den Druckabfall nach Gl. 4.38 proportional zur Förderlänge ansetzt. 5. Aus Gl. 4.42 soll noch die theoretisch maximal mögliche Gutbeladung in dieser Sauganlage ermittelt werden. Es gilt:
61 o ' «o l O5 N/m 2 1 1,2 kg/m' • 232 m 2 /s 2
^
K,. + /c K. =£ 157,52 12,12 + / / • 7 s= 157,52 // s; 20,8 Diese Gutbeladung wäre jedoch nicht mit dem vorgesehenen Drehkolben-Sauggebläse möglich; denn dasselbe bringt weder die Liefermenge noch den Unterdruck, der hier nach Abschnitt 4.4.3.2 nahe dem Absolutdruck 0 am Saugstutzen des Gebläses liegt.
120
Verfahren der pneumatischen Förderung
5.1
Entwicklungsziele
In Abschnitt 2.2 wurden verschiedene Förderzustände beschrieben, die sich einstellen, wenn man ein Schüttgut pneumatisch durch eine Förderleitung transportiert. Wie bereits mehrfach angedeutet wurde, lassen sich nicht alle Fördergüter in jedem Zustand durch die Förderleitung transportieren. Andererseits stehen dem Anlagenbauer eine Vielzahl von betrieblichen Maßnahmen zur Verfügung, um mit einem bestimmten mehr oder weniger «schwierigen» Fördergut einen bestimmten Förderzustand zu erreichen. Die technische Durchführung erfolgt in einem Förderverfahren, das nach Neuheit und Erfindungshöhe häufig als Verfahrenspatent geschützt ist (siehe hierzu das Literaturverzeichnis zu diesem Kapitel). Die jahrelange Entwicklungstätigkeit vieler Firmen und Institute in diesem Industriezweig deuten darauf hin, daß es kein optimales Universalverfahren für die pneumatische Förderung gibt. Vielmehr muß für jede Aufgabenstellung das für die Gegebenheiten günstigste Förderverfahren aus der Fülle der Angebote ausgesucht werden. 5.1.1
Betriebssicherheit
Die Betriebssicherheit wird bei jedem Verfahren als selbstverständlich vorausgesetzt. Mit dem Kaufvertrag verpflichtet sich der Anlagenbauer, einen sicheren Transport des Förderguts auf einem bestimmten Förderweg durch die im Angebot enthaltene Förderanlage zu gewährleisten. Nach der VDI-Richtlinie 3671,Technische Gewährleistung an pneumatischen Förderanlagen [5.1], muß der garantierte Gutmassenstrom unter den eingegangenen Bedingungen erreicht oder überschritten werden. Die Toleranzbreite enthält also keine negativen, sondern nur positive Toleranzen. Da in einem Streitfall nach geltendem Recht der Wille der Vertragspartner zum Zeitpunkt des Vertragsabschlusses der Rechtsprechung zugrunde gelegt wird, empfiehlt es sich für beide Parteien, die technischen Details vor Vertragsabschluß möglichst genau zu klären. Als der Verfasser im Jahre 1965 von seinem Doktorvater G. SEGLER den Auftrag erhielt, vorhandene Theorien der pneumatischen Waagerechtförderung durch das Experiment zu überprüfen, war seine erste Sorge das Problein, ob die Messungen wiederholbar sind. Ohne Wiederholbarkeit läßt sich kein Gesetz finden. Außerdem kann man keine Betriebssicherheit garantieren, wenn sich das Verhalten der Stoffe in einer Anlage ständig ändert. Bei den umfangreichen Messungen zu [5.2], die sich über 3 Jahre ohne Unterbrechung hinzogen, konnte der Verfasser nachweisen, daß bei der pneumatischen
121
Flugförderung die Wiederholbarkeit gewährleistet ist. Abweichungen bei den etwa jährlich erfolgten Nachmessungen an einer der Versuchsanlagen mit 50 mm Rohrdurchmesser konnten auf Meßfehler oder auf Änderungen des Förderguts oder der Förderanlage zurückgeführt werden. Nach Beseitigung der Änderungen ließen sich die früheren Messungen wiederholen. Sicherlich ist der Nachweis der Wiederholbarkeit im Bereich der Pfropfen- oder Fließförderung schwieriger. Nicht gegeben ist die Wiederholbarkeit der Messungen an pneumatischen Förderanlagen im instabilen Bereich (s. Bild 2.13). Deswegen sollte man einen Betrieb einer pneumatischen Förderanlage in diesem Luftgeschwindigkeitsbereich vermeiden. Allerdings sei darauf hingewiesen, daß dieser Bereich nicht bei allen Förderungen existiert. So fehlt er z. B. bei der Fließförderung und verliert an Bedeutung, wenn die Luftdichte wesentlich größer als bei Atmosphärendruck (QL = 1,2 kg/m') ist. 5.1.2
Schwachstellen oder Gestaltungszoncn
|edem Hersteller und Betreiber von pneumatischen Förderanlagen sind Problemfälle bekannt, wo Nachbesserungen durchgeführt werden mußten. Fs scheint wohl an der Schwierigkeit der Materie zu liegen, daß an pneumatischen Förderanlagen mehr Nacharbeiten als an mechanischen Förderanlagen geleistet werden müssen. Das beruht unter anderem darauf, daß z. B. in die Auslegung einer pneumatischen Förderanlage 36 Guteigenschaften nach Tabelle 3.2 eingehen können, während sich ein Bandförderer im wesentlichen mit der Kenntnis von nur drei Guteigenschaften auslegen läßt: Gutmassenstrom, Schüttdichte, Schüttwinke]. So ist die pneumatische Förderung näher an der mechanischen Verfahrenstechnik angesiedelt als die mechanische Stetigförderung. Betriebs- und konstruktionsbedingt haben Hersteller und Betreiber von pneumatischen Förderanlagen vor allem folgende Probleme an den einzelnen Anlagenteilen oder Komponenten: a) b) c) d)
Gebläse: Schleuse: Förderleitung: Gutabscheidung:
Luftmenge; Druckerhöhung; Leistung; Geräusch; Einschleusung; Dosierung; Verschleiß; Verstopfung; Anbackung; Verschleiß; Druckverlust; Reststaubgehalt.
Das Verhalten der Komponenten a) bis d) wird in den Kapiteln 6 bis 9 behandelt. Die genannten Probleme stellen hohe Anforderungen an die Entwicklungsabteilungen der Anlagenbauer und schlagen sich in überdurchschnittlich vielen Patentanmeldungen nieder. Die meisten Nachbesserungen an pneumatischen Förderanlagen lassen sich ursächlich auf diese Probleme zurückführen.
122
5.2
Extreme Fördergüter der Flugförderung
In einer pneumatischen Flugförderanlage bewegen sich die Partikel des Förderguts mehr oder weniger frei in der Förderleitung. Dabei berühren sie nach den Ausführungen zu Abschnitt 2.2 in unregelmäßigen Abständen die Rohrwand. Dieser klassische Fall der Förderung mit Luft wurde auf viele andere Einsatzfälle übertragen und mit Erfolg ausgeführt. a) Die Rohrpost In der Fördertechnik wird nach Abschnitt 3. l bezüglich des Förderguts zwischen Schüttgut und Stückgut unterschieden. Eine pneumatische Stückgutförderung ist die Rohrpost nach Bild 5.1. Dadurch, daß die im Förderrohr bewegte Büchse annähernd den ganzen Rohrquerschnitt ausfüllt, ist die Gutgeschwindigkeit nur wenig kleiner als die Luftgeschwindigkeit. Wenn die Büchse im Rohr nicht klemmt, was einfach zu erreichen ist, macht diese Förderung keine Probleme. b) Pneumatisch angetriebene Transportwagen Setzt man bei waagrechter Förderung die Büchse im Rohr auf Räder, um die Reibung zu vermindern (Bild 5.2), dann erhält man eine bereits um die Jahrhundertwende in England zum Personentransport eingesetzte Verkehrsmöglichkeit. Neuerdings wird dieses System in der UdSSR wieder zum Transport von Getreide und Sand mit mehreren hintereinander fahrenden Wagen verwendet.
—»•
c
—»•
rr\ Bild 5.1 Die Rohrpost a Förderrohr b Büchse (Fördergut)
Bild 5.2
»r\
Pneumatisch angetriebener
Transportwagen
c) Pneumatischer Stückguttransport mit geführtem Fördergut Es ist nicht bei allen Stückguttransporten möglich, das Fördergut im Rohr mit minimalen Spaltweiten zu führen. Je grö ßer der Spalt ist, desto größer wird die Differenzgeschwindigkeit D — c. Das trifft z. B. auf die Förderung von Zündverteilergehäusen und Kolbenmotorventilen zu (Bild 5.3 a und b). Will man ein ganzes Lieferprogramm von Ventilen verschiedener Größen und Gewichte pneumatisch fördern, muß man Rohre oder Schläuche mit verschiedenen Durchmessern einsetzen. Eine besondere Aufgabe der Handhabungstechnik ist dabei die sichere Einschleusung der Stückgüter.
123
11 a)
Bild 5.3 Pneumatischer Stückguttransport mit gerichtetem Fördergut a) Zündverteilergehäuse h) Kolhenmotorventil
b)
d) Pneumatische Stückgutförderung von Formteilen mit beliebigem Querschnitt Nach Bild 5.3 ist eine Förderung nur möglich, wenn die Stückgutlänge wesentlich größer als die Stückgutbreite ist, da dann das Teil im Rohr nicht durch Selbsthemtnung klemmen kann. Unregelmäßige Stückgüter, z.B. Kunststoff-Formteile, lassen sich nach Bild 5.4 dann pneumatisch fördern, wenn das größte Eckmaß kleiner als der Rohrdurchmesser ist. Hierbei wird ein Teil, z. B. ein Schaltergehäuse, nach dem ändern durch das Rohr gefördert. Dadurch vermeidet man, daß zwei Teile miteinander verklemmen. Bei kleinerem Verhältnis des Korndurchmessers zum Rohrdurchmesser können stükkige Fördergüter auch miteinander pneumatisch gefördert werden. Zu solchen Förderungen zählen die pneumatischen Schiffssauganlagen für Tapiokawurzeln oder die in Tabelle 4.3 aufgeführten Holzlamellen.
Bild 5.4 Pneumatische Stückgutförderung von Formteilen heliebiger Form
a
e) Pneumatische Förderung von Leimlederhäuten Bei der Lederherstellung fallen sogenannte Leimlederhäute durch Abschaben der Lederhaut an. Diese haben eine Ausdehnung von etwa 2000 mm X 3000 mm X 2 mm. Sie wiegen bis zu 7,5 kg und haben ein gallertartiges, für den Menschen unästhetisches Aussehen. Dem Verfasser war die Aufgabe gestellt, dieselben von der Produktionshalle in ein außenstehendes Abfallsilo zu fördern. Das ließ sich ohne Schwierigkeiten in einer Saugförderleitung mit nur 80 mm Rohrdurchmesser durchführen; denn dieselbe ist in der Lage, bei 0,5 bar Unterdruck eine Kraft von 250 N auf die zu einem wäßrigen Klumpen zusammengefallene Haut auszuüben.
124
Bild 5.5 Pneumatische Förderung von Bändern oder Fäden
f) Pneumatische Müllförderung Müll besteht aus allen möglichen Stückgütern und Schüttgütern, die trocken oder feucht sein können. Diese lassen sich in einer Saugförderanlage mit 500 mm Rohrdurchmesser (wegen der Befahrbarkeit) weitestgehend problemlos pneumatisch fördern. Dabei darf man allerdings keine Autobatterien m die Anlage werfen. Es wurden viele Anlagen bis zu mehreren Kilometern Länge gebaut und betrieben. Die Wirtschaftlichkeit ist jedoch nur dort gegeben, wo die Besiedlungsdichte durch Bebauung mit Hochhäusern groß ist. g) Pneumatische Förderung von Endlosfäden oder Endlosbändern Randstreifen aus Papier bei der Beschneidung von Papierrollen oder Endlosfäden der Papierindustrie lassen sich durch einen Injektor mit Ringspalt fördern (Bild 5.5). Dabei übt die axial gerichtete Luftgeschwindigkeit auf das langsamer strömende Band infolge der Luftreibung eine Kraft aus, die das Band kontinuierlich transportiert.
5.3
Sonderlösungen der Pfropfen- und Dichtstromförderung
5.3.1
Pumpförderung
Je mehr sich das Verhalten von fluidisierten Schüttgütern dem der Flüssigkeit nähert (s. Bild 3.6 c, Kurve 1), desto naheliegender ist der Einsatz von Pumpen zur Förderung. So wurde beispielsweise bereits Kieselgur mit Membranpumpen gefördert. Dabei konnte man den Verschleiß durch die Wahl eines zähelastischen Membranwerkstoffs in Grenzen halten. Ebenfalls volumetrisch arbeitet die Exzenter-Schnecken-Pumpe, die nach Abschnitt 7.8 eigentlich eine Sonderausführung der Schneckenschleuse ist. Auf dem Bausektor hat sich die Schlauchquetschpumpe mit Druckluftunterstützung zur Einschleusung und Förderung von feuchten Betonmischungen bewährt. Hier wirkt sich die Verbesserung der Gleitfähigkeit durch das Wasser besonders positiv auf die Förderung aus, so daß fast eine Dichtstromförderung der feuchten Betonmasse erreicht werden kann.
125
Bild 5.6 Pneumatische Dichtstromförderung
P,
5.3.2
P?
Kombinierte pneumatisch-mechanische Förderung
Bei der Dichtstromförderung nach Bild 5.6 füllt das Fördergut den ganzen Rohrquerschnitt aus. Der Druck A/? = p\ — p2 führt über die Normalkraft, unterstützt durch eine Verkeilwirkung der Körner zu einer Reibungsschubspannung T. Diese kann bei manchen Fördergütern (z.B. Sägespänen) so groß werden, daß sich ein Schüttgutpfropfen mit beliebig hohem Druck p nicht mehr in der Förderleitung bewegen läßt. Eine Erklärung hierzu zeigt W. KRAMBROCK [5.3] auf. Da die Ruhereibung stets größer als die Gleitreibung ist und bei letzterer kein Verkeilen auftritt, wurden Verfahren zur Vermeidung der Ruhereibung entwickelt. Durch ständige Drehung des Förderrohrs läßt sich bei vielen Schüttgütern nicht nur die Stopfenbildung vermeiden. Man erreicht auch eine Dichtstromförderung mit hoher Gutbeladung, die entsprechend Bild 5.6 keine Luftzwischenräume enthält. Läßt man die Förderleitung axial und das Druckgefäß zur Einschleusung horizontal vibrieren [5.4; 5.5], dann kann man die hohe Haftreibung in gleitende Reibung umwandeln. In Verbindung mit der durchströmenden Förderluft entstehen auch bei schwer förderbaren, bevorzugt körnigen Schüttgütern, wie z.B. feuchtem Formsand, keine stehenden Pfropfen. Ebenfalls geeignet, Verstopfungen zu vermeiden oder aufzulösen, ist eine im Rohr axial verlegte, sich drehende biegsame Welle [5.6].
5.4
Schonende Förderung von Granulaten
5.4.1
Voraussetzungen und Daten zur Pfropfenförderung
In Abschnitt 2.2.5 wurde die Pfropfenförderung von Granulaten als stabiler Förderzustand beschrieben. Dieser Zustand ist stabil, obwohl die in der Förderleitung bewegten Pfropfen zerfallen und sich wieder neu bilden. Ein auf dem Zustand der Pfropfenförderung aufbauendes Förderverfahren ist nur unter folgenden Voraussetzungen möglich: a) Das Gebläse zur (Druckerzeugung) hat genügend Druckreserve. b) Die Gebläsekennlinie ist nach Abschnitt 2.5.2 und Bild 2.33 steiler als die Anlagenkennlinie. c) Das Fördergut muß gewisse Guteigenschaften aufweisen. d) Die Dosierung des Gutmassenstroms an der Einschleusung ist einstellbar und stabil.
126
Das Wissen zu den Punkten a) und b) ist wohl die Ursache, daß das Verfahren der Pfropfenförderung erst seit etwa 10 bis 15 Jahren industriell eingesetzt wird. Zu Punkt c) nennt R. ERNST [5.7J die Guteigenschaften, die eine ungestörte Pfropfenbewegung gewährleisten: D D D D
frei fließend, kugel- oder würfelähnliche Form, enges Kornspektrum, Korngröße größer als 0,5 mm.
Der Punkt d) drückt aus, daß der einmal eingestellte Gutmassenstrom sich bei Druckschwankungen infolge der Pfropfenbildmig möglichst nicht verändern soll. Keinesfalls darf der Gutmassenstrom bei höherem Gegendruck ansteigen, da das die Verstopfungsgefahr erhöht. Diese Forderung ist bei der Einschleusung mit Druckgefäß oder Zellenradschleuse erfüllt. Hier nimmt der Gutmassenstrom mit steigendem Gegendruck eher ab als zu. Deswegen haben sich diese Schleusen beim Einsatz in pneumatischen Pfropfenförderanlagen bewährt. Dabei muß man allerdings berücksichtigen, daß die Leckluft der Zellenradschleuse die Gebläsekennlinie flacher macht. Die Verfahren der pneumatischen Pfropfenförderung sind nach [5.7] durch folgende Merkmale charakterisiert: D Luftgeschwindigkeit: D Gutbeladung: D Druckverlust: D realisierte Förderlängen:
v = 3 bis 10 m/s, /< = 1 0 bis 100, A/; = 0,5 bis 6 bar (fallend mit steigender Luftgeschwindigkeit), A/ bis 1000 m.
Unter Einhaltung der vorne erwähnten Guteigenschaften war es auch bei langen Förderwegen möglich, eine Anlage wieder anzufahren, wenn sie ohne vorherige Entleerung abgeschaltet wurde. 5.4.2
Vergleich der Pfropfenförderung mit und ohne Taktung
Die sich bei der Pfropfenförderung mit großer Regelmäßigkeit ausbildenden Granulatpfropfen wurden häufig zum Anlaß genommen, durch Luftintervalle eine getaktete Pfropfenförderung einzustellen. Dabei ist die richtige Vorgehensweise, den konstanten Luftstrom in bestimmter Frequenz zunächst durch das Granulat (Bild 5.7a) und anschließend direkt in die Förderleitung (Bild 5.7b), d.h. ohne Granulat, zu führen. Beim ersten Teil des Taktes sind in Bild 5.7 die Ventile VI geöffnet und V2 geschlossen, beim zweiten Taktteil umgekehrt. Je länger VI geöffnet ist, desto größer ist der Granulatpfropfen, der in die Förderleitung geschoben wird. Über die gesamte Taktzeit und die Pfropfenlänge kann der Gutmassenstrom eingestellt werden. Dieser wäre ohne Taktung am größten, wenn VI ständig offen und V2 ständig geschlossen bleibt. Werden VI und V2 ständig teilweise geöffnet, kann auf diese Weise der Gutmassenstrom der nicht getakteten Pfropfenförderung eingestellt werden. R. FELLMETH [5.8 und 5.9] hat so an einer pneumatischen Pfropfenförderanlage mit
127
Bild 5.7 Getaktete Pfropfenförderung 000 o O 0 0
o oooo 0 ° \°oo°°°
o
10 Luftgeschwindigkeit v am Ende Bild 5.8 Zustandsdiagramm der ungetakteten Pffopfcnfordcrung nach [5.8] mit folgenden Werten: Rohrdurchmesser: d = 56,3 mm Fördergut: PF.-Granulat Korndurchmesser: Förderweg: A/ = 56 m = 3,5 mm Ah = 3,5 m Förderhöhe: Schüttdichte: = 575 kg/m', 90°-Krümmer: 5 Stück Raumdichte: = 1320 kg/m' 180°-Krümmer: 1 Stück A Druckverlust der reinen Luftströmung, B Bereich der «sauberen» Pfropfenförderung mit wiederholbarer Pfropfenausbildung, C, D Bereiche der Pfropfenförderung ohne wiederholbare Pfropfenbildung
56,3 mm Rohrdurchmesser die nicht getaktete mit der getakteten Pfropfenförderung durch Messung verglichen. Dahei ging er so vor, daß er den Förderanteil des Taktes auf eine Sekunde stellte und die reine Lufteinblasung in die Förderleitung zwischen l und 9 Sekunden je Takt variierte. R. FKLLMETH beobachtete in dieser Anlage ohne Taktung, daß sich nur zwischen den Luftgeschwindigkeiten 4 und 8 m/s die Pfropfen mit gewisser Regelmäßigkeit einstellten. Unterhalb 3 m/s begann die Anlage zu verstopfen. Oberhalb 8 m/s herrschte zwischen den Pfropfen Flugförderung. Das Zustandsdiagramm der ungetakteten Pfropfenförderung zeigt Bild 5.8. Dort ist der Bereich B der Bereich der «sauberen» Pfropfenförderung. Bei diesen Luftgeschwindigkeiten stellten sich Pfropfen gleicher Länge ein, deren Messung auch wiederholbar war. Bild 5.9 zeigt das Zustandsdiagramm der getakteten Pfropfenförderung. Mit der zuvor beschriebenen Taktung wurde nur der Geschwindigkeitsbereich ausgemessen, in dem die durch die Taktung gebildeten Pfropfen bis zum Ende der Förderleitung erhalten blieben. Das war nur möglich, wenn der Anteil der Förderzeit etwa l Sekunde an der gesamten Taktzeit war. Damit erhält man Pfropfen von l bis 1,5 m Länge. Bei größeren oder kleineren Pfropfenlängen zerfielen die Pfropfen und bildeten sich längs der Förderleitung neu in der beschriebenen Länge. Bei gleichem Gutmassenstrom ist der Druckverlust der getakteten Pfropfenförderung etwas größer als der der ungetakteten. Das beruht wohl auf den langen Intervallzeiten (max. 10 s), in denen das Fördergut in der Förderleitung zur Ruhe kommt.
Bild 5.9 Zustandsdiagramm der gctakteten Pfropfenförderung
1,5
nach [5.8], (Bezeichnungen wie in Bild 5.S)
bar
0,5
2
4
Luftgeschwindigkeit v am Ende
6
m/s
»•
129
8
a v ^-
A 8rr /s
4 m/s o 6 nn/s
Hz
>
/ Vo
n
X
1-2
Bild 5.10 Pfropfenfrequenzen zu den Messungen von Bild 5.8 nach [5.8] A Anfangsfrequenz E Endfrequenz
1,0
^
^D
g"
i> x«rn
0,8
X
i i 0,6
o ^-^"•'\
^^
. 0,4
D
^^
E
^
f
^ 0,2
0
10
20
30
40
50
60
Gutbeladung u
70
80
»-
Grenzkurve c„ = v
12 m/s
10
c
6 -
ä o
O) CD
2
4
6
8
Luftgeschwindigkeit v am Ende
130
10 m/s 12
Bild 5.11 Gemessene Pfropfengeschwindigkeit als Funktion der Luftgeschwindigkeit mit und ohne Taktung Aa Anfangsgeschwindigkeit ohne Taktung Eg Endgeschwindigkeit ohne Taktung AT Anfangsgeschwindigkeit mit Taktung ET Endgeschwindigkeit mit Taktung
Der Bereich B in den Bildern 5.8 und 5.9 hat sowohl eine obere Grenze, jenseits der nicht mehr genügend Fördergut in die Förderanlage einzuschleusen ist, als auch eine untere Grenze. Jenseits der unteren Grenze, die auch von R. ERNST [5.7] und vom Verfasser [5.2] beobachtet wurde, bilden sich keine Pfropfen aus. Die Granulatkörner fliegen oder rollen bei zu geringer Konzentration einzeln durch die Förderleitung. Ein Vergleich von Bild 5.8 mit 5.9 zeigt, daß die untere Grenze der Pfropfenförderung bei Taktung wesentlich niedriger (ungefähr bei Qs = 0,5 t/h) liegt als ohne Taktung (ungefähr bei Qs = 1,5 t/h). Darin liegt der besondere Vorzug der Taktung, daß sie zugleich eine genauere Dosierung des Gutmassenstroms bewirkt, indem schubweise ein Pfropfen nach dem anderen zugeteilt wird. Der Zustand der Pfropfenförderung ist grundsätzlich auch ohne Taktung möglich. Der höhere bauliche und steuerungstechnische Aufwand ist nur mit der besseren Dosierung im Bereich kleiner Gutmassenströme zu rechtfertigen. R. FEI.LMETH [5.8] hat zum zuvor beschriebenen Zustandsdiagramm (Bild 5.8) die Pfropfenfrequenzen am Anfang und am Ende der Förderleitung gemessen und über der Gutbeladung aufgetragen (Bild 5.10). Diese Frequenzen stellen sich ohne jede Taktung ein. Bild 5.10 zeigt, daß sich die Pfropfenfrequenz längs der Förderleitung ändert. Sie ist am Anfang etwa doppelt so groß wie am Ende. Das ist nur möglich, wenn die Pfropfen am Ende länger als am Anfang sind. Nach Bild 5.10 nimmt die Pfropfenfrequenz etwa linear mit der Gutbeladung zu. Das deutet auf Pfropfen annähernd gleicher Länge hin. Dagegen hat die Luftgeschwindigkeit fast keinen Einfluß auf die Pfropfenfrequenz. Nach den Ausführungen zu Abschnitt 2.3 ist bei der pneumatischen Förderung die Gutgeschwindigkeit und damit die Pfropfengcschwindigkeit kleiner als die Luftgeschwindigkeit. Die Messungen von R. FELLMETH nach Bild 5.11 stimmen im wesentlichen mit den Ausführungen von M. BOHNET überein [5.10]. Da die Luftgeschwindigkeit am Anfang niedriger als am Ende ist, bewegen sich auch die Pfropfen am Anfang langsamer als am Ende. Außerdem ist die Pfropfengeschwindigkeit mit und ohne Taktung annähernd gleich. Schließlich läßt sich aus Bild 5.11 näherungsweise entnehmen, daß bei Pfropfenförderung die Differenzgeschwindigkeit zwischen Luft und Pfropfen u — c als Funktion der Luftgeschwindigkeit annähernd konstant ist. Das hat B. Legel [5.11] veranlaßt, die Pfropfengeschwindigkeit als parallele Ausgleichskurve zur Geraden c = u zu zeichnen. Geht man von einem konstanten Widerstand und damit von einem konstanten Druckverlust zur Pfropfenverschiebung aus, dann würde analog zu Gl. 2.7 die Differenzgeschwindigkeit i; — c konstant werden. Die leichte Krümmung der Kurven c in Bild 5. l l kann folgende Ursache haben: a) Der Verschiebewiderstand ändert sich mit der Pfropfengeschwindigkeit. b) Der Term
nach Gl. 2.7 ändert sich mit zunehmender Luftgeschwindigkeit, indem sich vor allem der Pfropfen bei höherer Luftgeschwindigkeit auflockert. Das heißt, der Hohlraumanteil wächst mit steigender Luftgeschwindigkeit.
131
5.4.3
Verfahren der Pfropfenförderung
In Tabelle 5.1 wurden in der Praxis eingesetzte Förderverfahren zusammengestellt und mit Daten versehen, soweit sie dem Verfasser zugänglich waren. Die angegebenen Grenzwerte beziehen sich auf realisierte Anlagen. Sie sind jedoch häufig noch nicht das Ende einer möglichen Entwicklung. Die ersten beiden Verfahrensentwicklungen (Waeschle und Bühler) beziehen sich auf die klassische Pfropfenförderung von Granulaten mit großem Hohlraumanteil. Durch die Taktung erreicht der dritte Verfahrensentwickler (Gericke) auch eine Pfropfenförderung von feinkörnigem und kohäsivem Fördergut. Da derartige Pfropfen ähnlich den Granulatpfropfen während der Förderung zerfallen können, könnten sie die Förderleitung derart zusetzen, daß keine Luft mehr durchströmen kann, um die Stopfenbildung in Pfropfen aufzulösen. Deswegen ist diese Entwicklung auf kleinere Förderlängen begrenzt. Für extreme Fördergüter und Förderlängen bietet dieser Hersteller andere Verfahren an, die in Abschnitt 5.6 beschrieben werden. Die Entwicklung Nr. 4 soll ebenfalls für kohäsive und klebrige Fördergüter einsetzbar sein, da nach jedem durchgeförderten Pfropfen eine Kugel als Schubkörper die Förderleitung reinigt. Die hier aufgeführten Verfahren, die zwangsweise firmenbezogen sind, können nur einen Teil der in der Industrie eingesetzten Verfahren und Anlagen beschreiben. Aufwendigere Verfahren für schwierigere Fördergüter werden in Abschnitt 5.6 behandelt. Schließlich sei noch erwähnt, daß die Pfropfenförderung ein Naturgesetz und als solches gesamtheitlich nicht patentfähig ist. Außerdem wäre die Patentschutzzeit von 20 Jahren bereits abgelaufen; denn das Phänomen wurde schon vor längerer Zeit beobachtet und beschrieben, wenn auch die Propfenförderanlagen erst seit 10 bis 15 Jahren gebaut werden. Tabelle 5.1 Verfahren zur pneumatischen Pfropfenförderung Entwicklung Hersteller
1 Waeschle Ravensburg
2 Bühler U/.wil
3 Gericke Zürich
4 Kabushiki Tokio
Unterlage
Prospekt
Prospekt
Prospekt
Name
Langsamförderung nein 2-8 m/s
Taktschub
Pulse-Flow
DE-PS 2 628 811 Förderung mit Schubkörper
ja
ja
\*
2 -6 m/s
2-8 m/s
5 m/s
10-100 0,5-10 mm nein
10-100 0,5 -10 mm nein
max. 80 grob und fein ia(?)
-
1000 m
1000m
200 m
50 t/h
50 t/h
1-6 bar
0,5-6 bar
Taktung Luftgeschwindigkeit Gutbeladung Korndurchmesser kohäsives Schüttgut maximaler Förderweg maximaler Gutmassenstrom Druck
132
bis 3 bar
grob und fein ja
5.5
Verfahren der pneumatischen Fließförderung
Nach den Ausführungen zu Abschnitt 2.1.6 können viele Schüttgüter infolge der Durchströmung von Luft im Fließbett einen flüssigkeitsähnlichen Zustand annehmen. Flüssigkeiten lassen sich einfacher als Feststoffe (hier in Form von Schüttgütern) fördern. Das Zustandsdiagramm der Flüssigkeitsförderung heschreibt die quadratische Parabel nach Gl. 2.2. Diesem gleicht das Zustandsdiagramm der Fließförderung nach Bild 2.16. 5.5.1
Fließbettförderung
Bei der Fließbettförderung, die nicht im engeren Sinne zur pneumatischen Förderung zählt, wird ein Schüttgut von Luft mit einer Geschwindigkeit größer als der Luftgeschwindigkeit am Auflockerungspunkt UAP ' n Bild 2.12 durchströmt. Dadurch wird das Schüttgut fluidisiert. Erfolgt dies in einer Rinne mit nur wenigen Grad Neigung (Bild 5.12), dann fließt das Schüttgut in der sogenannten Fließrinne ähnlich einer Flüssigkeit abwärts. Bild 5.12 Die Fließrinne a Reinluftkanal b poröser Boden aus Gewebe, Sintermetall oder Sinterkunststoff c Förderkanal \
, Die für eine Schüttgutbewegung erforderlichen Rinnenneigungen und die daraus folgenden Gutgeschwindigkeiten hat K. KEUNEKE [5.12] untersucht. Insbesondere bei feinkörnigen und schweren Pulvern arbeiten Fließrinnen sehr wirtschaftlich. Für die Drucklufterzeugung genügt der Einsatz eines Ventilators. Der geringe Energiebedarf führt zu Gutmassenströmen bis zu 3000 t/h [5.13]. 5.5.2
Ausgeführte Fließförderverfahren
Mit Daten ähnlich dem Zustandsdiagramm nach Bild 2.17 führt die Firma Bühler unter dem Namen Fluidlift Fließförderanlagen aus [5.14]. Aus dem Kurven verlauf in Bild 5.13 läßt sich schließen, daß diese Förderung im Bereich der Strähnenförderung liegt. Die zu diesem Förderverfahren angegebenen Werte lauten: Korngröße: Förderweg: Gutmassenstrom: Druckbereich:
0 bis 2 mm 100 bis 1000 m 10 bis 100 t/h 0,5 bis 2 bar
Der hohe Druck ist hier erforderlich, weil das pulverförmige Fördergut nicht nur nach Bild 5.12 fluidisiert, sondern nach Bild 2.17 (Zustandsdiagramm) gefördert wird.
133
1,5
Bild 5.13 Druckverlust als Funktion der Luftgcschwindigkcit bei ausgeführten Fließförderanlagen (Flmdlift) nach [5.14J
bar O) (D
1,0
O O
15
20
25
m/s
30
Luftgeschwindigkeit v —
5.5.3
Sonderverfahren der Fließförderung
Eine Verbindung der energieschonenden Fließbettförderung nach Abschnitt 5.5. l mit der pneumatischen Fließförderung als reiner Lotrechtförderung nach Abschnitt 5.5.2 schlägt H. HAHN [5.15] vor. Bild 5.14 zeigt Anlagenschema und Druckverlauf dieses pneumatischen Fließbett-Fließ-Förderverfahrens. Dabei sind die Strömungsquerschnitte, Drücke und Luftmengen beider Förderarten aufeinander abzustimmen.
Bild 5.14 Kombinierte Verfahren der pneumatischen Fließbctt- und Fließförderung nach [5.15]
Druckverlauf
Förderweg
134
5.6
Verfahren zur Förderung kohäsiver und adhäsiver Schüttgüter
5.6.1
Einfluß von Kohäsion und Adhäsion auf das Förderverfahren
Die meisten der bisher beschriebenen Schüttgüter sind nicht kohäsiv. Das heißt, sie können bei Entlastung (Normalspannung: a = 0) nach Bild 3.6a keine Scherspannung i aufnehmen. Ist nun bei a = 0 entsprechend Bild 3.6b eine Scherspannung übertragbar, die durch Zeitverfestigung auch noch ansteigen kann, dann neigen diese Schüttgüter verstärkt dazu, in der Förderleitung durch Kohäsion einen Stopfen zu bilden. Diese Kohäsion tritt bei den meisten Schüttgütern zusammen mit der Adhäsion auf (Bild 3.7). Die Adhäsion führt zu verstärkter Wandreibung und begünstigt die Stopfenbildung. Ist die Wandreibung größer als die Wandscherspannung durch das Eigengewicht des Schüttguts, bilden sich Wandansätze. Der Einfluß der Kohäsion tritt bevorzugt bei der Dichtstromförderung und bei der Pfropfenförderung auf; denn hier liegen im Bereich kleiner Luftgeschwindigkeiten die Körner oder Partikel des Förderguts aneinander. Beim freien Flug in der Flugförderung stört die Kohäsion weniger. So lassen sich Sägespäne beispielsweise ohne Schwierigkeit bei 20 bis 25 m/s Luftgeschwindigkeit pneumatisch fördern. Verstopfer in pneumatischen Späneförderanlagen können jedoch so fest sitzen, daß bereits verstopfte Teile der Förderleitung ausgebaut und weggeworfen wurden. Der Verfasser hat in einem konkreten Fall solche Pfropfen durch Drehen einer langen Dachlatte «aufgebohrt» und war jedesmal erstaunt über den Widerstand, den ein Spänepfropfen einer Axialverschiebung entgegensetzte. Extreme Kohäsion mit Zeitverfestigung, die so weit geht, daß das Schüttgut Festkörpereigenschaften annimmt, liegt folgenden Beispielen zugrunde: a) Das Schüttgut Pulverschnee erstarrt unter Druck zu Gletschereis. b) Kristallzucker im Silo nimmt bei einer relativen Luftfeuchtigkeit über p = 60% Wasser aus der Luft auf und erstarrt bei geringerer Luftfeuchtigkeit wiederum zu einer Zuckerkruste, die allmählich den Siloauslauf zusetzt. c) Wird Sihziumdioxid mit Flugförderung bei » = 20 m/s Luftgeschwindigkeit durch Rohre geblasen, setzt es sich an den Stellen des Rohrkrümmers an, wo sonst der Krümmer verschleißt. Das geht so weit, bis der Rohrkrümmer zuwächst und keine Luft mehr strömt. Ähnlich verhalten sich auch gewisse Milchpulver und spezielle Ruße. Diese Vorgänge sind oft zeitabhängig. Es kann auch sein, daß ein kohäsives Fördergut nach mehreren Tagen Förderung einen nur 0,5 m langen Stopfen bildet, der selbst mit dem Druck des Werksluftnetzes von 6 bar nicht zu beseitigen ist. Um nun kohäsive und adhäsive Schüttgüter bei kleinen Luftgeschwindigkeiten sicher zu fördern, genügt keine gezielte Einstellung von Pfropfen entsprechend Bild 5.7. Vielmehr müssen Maßnahmen getroffen werden, die in der Lage sind, einen zum Stopfen neigenden Pfropfen bereits im Entstehen oder kurz danach wieder aufzulösen. Solche Maßnahmen beschreibt W. KRAMBROCK [5.16J. Wenn auch bereits in den Abschnitten
135
5.3 und 5.4 mechanische Verfahren zur Beseitigung von Stopfen in Förderleitungen heschrieben wurden, so ist doch die bewährteste Methode zur Vermeidung von Stopfen die Einblasung von Luft an bestimmten Stellen der Förderleitung W. KRAMBROCK hat den erforderlichen Druck zur Verschiebung eines Pfropfens bestimmter Länge in einem Rohr gemessen. Dabei wurde dieser Pfropfen zuvor mit durchströmtet Luft verschiedenen Druckes verdichtet. Bild 5.15 zeigt die gemessenen Verschiebedrücke für Titandioxid-Pfropfen im Rohr mit 80 mm Durchmesser. Daraus geht hervor, daß man z. B. einen solchen zuvor mit 4 bar verdichteten Pfropfen bei einer Druckdifferenz von 3 bar am Pfropfen nur verschieben kann, wenn er nicht länger als 0,7 m ist. Um nun in einer Anlage mit diesen Werten eine Verstopfung bei allen Betriebszuständen z.u vermeiden, wäre die Anlage so zu bauen, daß bei Bedarf alle 0,7 m längs der Förderleitung Luft eingeblasen werden kann. Steht dieser Druck an einem nicht zuvor verdichteten Pfropfen an, darf dieser auch nicht länger als 1,2 m sein. Verdichtungsdruck 4bar
2bar
1 bar Bild 5.15 Verschiebedrücke der SchüttgutStopfen nach W. K R A M B R O C K [5.16] in Abhängigkeit von der Stopfenlänge und vom Verdichtungsdruck für das Schüttgut Titandioxid, Typ Kronos AD mit
•D CD
Obar
n CD
CD CD
.c o CD -a
l CD
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0 m 1,2
Stopfenlänge /
Daraus geht hervor, daß z. B. das Fördergut Titandioxid sich mit großer Wahrscheinlichkeit nicht mit Druckluft aus einer Förderleitung entleeren läßt, wenn es sich zuvor dort abgelagert hat. Andererseits ist die Nebenlufteinblasung geeignet, eine mit solchem Fördergut verstopfte Förderleitung freizublasen. Dieser Aufwand war bei der Granulatförderung im Bereich kleiner Luftgeschwindigkeiten nach Abschnitt 5.4 nicht erforderlich.
136
5.6.2
Förderverfahren für kohäsive Schüttgüter
Aus Bild 5.15 läßt sich folgern, daß zur Stopfenbeseitigung möglichst unmittelbar in kurzen Abständen Druckluft mit hoher Druckdifferenz am Stopfen in die Förderleitung einzublasen ist. Je besser ein Verfahren diese Aufgabe löst und je kleiner der apparative Aufwand bei geringem Verschleiß und zugleich hoher Betriebssicherheit ist, desto besser ist das eingesetzte Förderverfahren zur pneumatischen Förderung kohäsiver Schüttgüter. Da das eine anspruchsvolle Aufgabe ist, wurde eine Vielzahl von Verfahren entwikkelt, die im folgenden beschrieben werden sollen. Um die Gesamtentwicklung etwas nachvollziehen zu können, werden die einzelnen Verfahren in der zeitlichen Reihenfolge behandelt, wie sie zum Patent angemeldet wurden. Dabei wird kein Anspruch auf Vollständigkeit der erwähnten Verfahren erhoben. Die Bezeichnung erfolgt so, daß an erster Stelle der oder die Erfinder, an zweiter Stelle der Anmelder bzw. die Firma genannt wird, die das Verfahren entwickelt. a) KANics/Gattys Als erster hat wohl A. KANICS die Bedeutung der Nebenlufteinblasung für die pneumatische Förderung bei kleinen Luftgeschwindigkeiten erkannt. In dem im Jahre 1961 zum Patent angemeldeten Verfahren [5.17] wird ein luftdurchlässiger Schlauch (Bild 5.16) in die Förderleitung eingelegt und von Reinluft durchströmt. Die ständig aus dem Schlauch in die Förderleitung überströmende Luft lockert das Fördergut auf und wirkt der Entsteh u n g von Stopfen entgegen.
Bild 5.16 Förderung mit Zusatzluft durch perforierten Schlauch nach [5.17]
Bild 5.17 Förderung mit Zusatzluft durch Umgehungsleitung nach [5.1<S] a) außen liegende Leitung
o°° o
O
g° Q ».*" oo °o
b) innen liegende Leitung
pQ o o o °o o° °o .
a)
O »> O Q O O O O V o O o O o O O O v' O O 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 ° 0 00 0 0 < ? ' 0 o o 0 o 0 o
b)
b) LIPPERT, MuscHELKNAUTZ/Bühler In diesem Verfahren [5.18] wird die Zusatzluft in einer im Rohr oder außerhalb liegenden Luftleitung geführt, die an regelmäßig wiederkehrenden Verbindungen das Einströmen von Zusatzluft in die Eörderleitung ermöglicht (Bild 5.17). Dieses Verfahren wurde von der Firma Bühler, Uzwil, unter dem Namen Fluidstat weiterentwickelt und in zahlreichen Anlagen eingesetzt [5.14]. Die Luftgeschwindigkeit für die sonst nötige Flugför-
137
derung konnte auf 5 bis 11 m/s gesenkt werden. Ein Anfahren war nach dem Abschalten der Förderung mit gefüllter Förderleitung möglich. Das Verfahren hat sich unter anderem bei der pneumatischen Zementförderung bewährt. Es konnten ohne Austausch von Förderrohren oder Rohrkrümmern in 50 000 ßetriebsstunden 4 Mio. t Zement mit einer Energieeinsparung von 50% gefördert werden. Die Grenzen des Verfahrens liegen bei stark adhäsiven und bei stark schleißenden Fördergütern. Diese setzen entweder die Umgehungsleitung zu oder verschleißen sie infolge erhöhter Luftgeschwindigkeiten bei der Stopfenauflösung. c) KANics/Mittelmann, Bühler Um den Übertritt des Förderguts in die Nebenleitung zu verhindern, setzt A. KANICS [5.19] Rückschlagventile zwischen Nebenleitung und Förderleitung ein. Diese sind durch einen kleinen Filtereinsatz gegen Verschmutzung von der Förderleitung getrennt (Bild 5.18). Das zunächst von der Firma Mittelmann, Laasphe, vertriebene Verfahren wurde von der Firma Bühler, Uzwil, weiterentwickelt und unter dem Namen FluidSchub angewendet (5.20].
oooo
~^°
Bild 5.18 Förderung mit Zusatzluft über Rückschlagventile nach [5.19]
Nachdem die richtigen Filter für die Rückschlagventile gefunden waren, deckt dieses Förderverfahren die Lücke des vorhergehenden ab, indem das Fördergut nicht mehr in die Nebenleitung gelangt. Diese Forderung ist selbstverständlich schüttgutabr d) LINDKR Die bisher beschriebenen Verfahren führen die Zusatzluft mit Verbindungen parallel zur Förderleitung. Die Zusatzluft wirkt zwar auf eine Auftrennung des Stopfens hin, sie kann aber auch in der Nebenleitung am Stopfen vorbeiströmen. Dadurch wird die Druckdifferenz zum Auftrennen des Stopfens geringer, was einem geringeren Verschiebedruck in Bild 5.15 entspricht. Die Stopfenbeseitigung ist dann nicht so effizient, als wenn der volle Druck der Nebenleitung als Verschiebedruck ansteht. Auf die Stopfenbeseitigung mit dem gesamten Druck der Nebenleitung weist erstmals H. LINDER hin. In der Patentschrift [5.21 ] wird ein gesamtes Verfahren zur Pfropfenförderung beschrieben, das unter dem Namen Vibro-Puls-Pneu eingesetzt wird [5.22]. Das bevorzugt kohäsive Schüttgut wird durch ein vibrierendes Druckgefäß mit pneumatischer Regelung eingeschleust. An kritischen Stellen der Förderleitung werden sogenannte «Leistungsverstärker» zur Einblasung von Druckluft eingesetzt. Diese reagieren allerdings auf den Absolutdruck in der Förderleitung und nicht auf den Differenzdruck zwischen Anfang und Ende des Stopfens.
138
Bild 5.19 Förderung mit gezielter Zusatzluft über Rückschlagventile und Sensoren nach [5.24]
Q ooo o0 n o o o oo2o °o8o°n°°nO° O
V-^c°
R Rückschlagventil S Sensor /JHNO p FI p Ne i pNei Apsi Aps2
Druck in Förder- und Nebenleitung ohne Stopfen Druck in Förderleitung mit Stopfen und offenem Sensor Druck in Nebenleitung mit Stopfen und offenem Sensor Maximaldruck in Nebenleitung mit geschlossenem Sensor Splitdruck am Stopfen bei offenem Sensor Maximal möglicher Splitdruck am Stopfen
e) KRAMBROCK/Waeschle W. KRAMBROCK [5.23] hat sich zum Ziel gesetzt, die Stopfenbildung bereits in der Phase des Entstehens durch gezielte Einblasung von Nebenluft zu verhindern [5.24 und 5.25]. Das unter dem Namen Pneumosplit von der Firma Waeschle, Ravensburg, entwickelte Verfahren zeigt Bild 5.19 schematisch. Die Nebenleitung ist in Abständen von 0,5 bis 1,5 m mit der Förderleitung über je zwei bis vier Rückschlagventile und einen Sensor verbunden. Bei normaler Förderung ohne Stopfen wird die Förderleitung und die Nebenleitung so durchströmt, daß der Druckverlauf in beiden annähernd gleich ist (/?KNO)- Bildet sich ein Stopfen oder eine Fördergutansammlung in der Förderleitung, steigt der Druck davor a u f p n - Dadurch bildet sich am letzten Rückschlagventil, das der Stopfen noch bedeckt, die Druckdifferenz Ap S i zwischen Nebenleitung und Förderleitung. Diese führt zum Überströmen von Luft aus der Nebenleitung in die Förderleitung und zum «Aufspürten» des Stopfens von hinten her. Bei einer gewissen Druckdifferenz p Nc! — pH schließt der Sensor die Nebenleitung ab. Der sich dann einstellende Druck pN c 2 führt zu einem höheren Splittdruck p , der geeignet ist, auch feste Stopfen von hinten her effizient abzubauen. Der Vorteil des Verfahrens liegt in der automatischen Anpassung an den Förderzustand: D Bei Flug- und Strähnenförderung wird keine Nebenluft eingeblasen. D Bei Ballenförderung strömt etwas Luft über den Differenzdruck Ap S i in die Förderleitung. D Bei Verstopfung steht auf dem Pfropfenende maximal der gesamte Druck der Nebenleitung zur Stopfenauflösung an. Dieses Verhalten ist vergleichbar dem Bremsverhalten der Straßenbahn mit Teil- und Vollbremsung. Das muß allerdings mit höherem apparativem Aufwand als bei [5.19] erkauft werden.
139
ohne Pneumosplit
: Pneumosplit
Bild 5.20 Zustandsdiagramm der pneumatischen Förderung mit Nebenlufteinblasung nach dem I'neumosplit-Verfahren (5.26] Fördergut: Schüttdichte: Förderweg: davon Hub: Rohrkrümmer:
5
10
15
20
m/s
Glasgemenge 1300 kg/m' 62m 5m 6
25
Luftgeschwindigkeit v am Ende
Bild 5.20 zeigt im Zustandsdiagramm die Vorteile der Förderung mit dem Pneumosplit-Verfahren gegenüber dem Transport im glatten Rohr am Beispiel der Förderung von Glasgemenge [5.26]. Durch den Einsatz dieses Verfahrens erhöhte sich die Standzeit der Rohrkrümmer infolge der niedrigeren Luftgeschwindigkeit von einer auf zwölf Wochen. Sowohl der Erfinder als auch der Anmelder haben dieses Verfahren weiterentwickelt [5.27,5.28,5.29]. f) MüNSCH/Waeschle Während sich bei KRAMBROCK/Waeschle die Ventile und Sensoren noch selbst steuern, lag es im Zeitalter der Elektronik nahe, diese Steuerung elektronisch vorzunehmen. E. MÜNSCH [5.30] schlägt vor, dem Druck in der Förderleitung einen Sollzustand vorzugeben. Wenn der Istzustand, gemessen von Sensoren längs der Förderleitung, vom Sollzustand abweicht, wird an gewissen Stellen der Förderleitung gezielt Nebenluft eingeblasen. Das Erfassen der Meßgrößen und Umsetzen der Nebenlufteinblasung wird von einer Steuereinheit ausgeführt (Bild 5.21). Dieses bis heute nicht weiterentwickelte Verfahren bedarf eines durch den Menschen der Steuereinheit einprogrammierten Maßnahmenprogramms. Durch ein «Teach-in»Programm könnte eine solche Förderanlage, ähnlich wie ein Roboter, gesteuert werden. g) RoTZiNGER/Gericke Einen ständig konstanten Luftstrom zwischen Nebenleitung und Förderleitung erreicht RoTZiNGER/Gericke durch Dosierung der Einblasmenge mit Lavaldüsen längs der Förderleitung [5.31]. Die Lavaldüsen (Bild 5.22) haben den Vorteil, daß bei konstantem
140
Bild 5.21 Förderung mit Nebenlufteinblasung, ausgelöst durch Steuereinheit nach [5.30] S, h i s S 4 A/j i bis A M St
Sensoren Druckdifferenzen Luftmengenmesser Steuereinheit
AP,
Ap2
Bild 5.22 Förderung mit Nebenlufteinblasung und Dosierung des Luftmassenstroms durch Lavaldüsen nach [5.31]
Druck in der Nebenleitung die durchströmende Luftmenge unabhängig vom schwankenden Gegendruck in der Förderleitung ist, wenn die Nebenleitung im Druck mindestens l,89mal so hoch wie die Förderleitung liegt (s. Abschnitt 6.6.4). Außerdem ist ein Überströmen von Fördergut in die Nebenleitung gegen die Schallgeschwindigkeit in der Lavaldüse nicht möglich. F^in gewisser Nachteil ist im ständigen Luftverbrauch an den Einblasstellen, dem erhöhten Luftdruck in der Nebenleitung und in der Auswirkung auf die Luftgeschwindigkeit in der Förderleitung zu sehen. Da letztere kalkulierbar ist, läßt sich die Luftgeschwindigkeit durch Erweitern des Förderleitungsdurchmessers nach Abschnitt 4.3.4.2 festlegen. So können extrem niedrige Fördergeschwindigkeiten von 0,2 bis 0,8 m/s bei großer Betriebssicherheit garantiert werden [5.32]. h) MUSCHELKNAUTZ, MÖLLER
H. MÖLLER beobachtet bei längerer pneumatischer Förderung feinkörniger schwerer Schüttgüter, wie z.B. Tonerde, stark schwankende Drücke in der Förderleitung. Diese führt er auf ein Nachlassen der Turbulenz der Förderluft längs der Förderleitungzurück. Die Turbulenz läßt sich erhöhen durch eine Nebenleitung in der Förderleitung (Bild 5.23), deren Luftstrom in regelmäßigen Abständen teilweise in die Förderleitung und teilweise durch eine Drosselscheibe weiter durch die Nebenleitung geführt wird [5.33]. Bild 5.23 Förderung mit Nebenlufteinblasung und Erhöhung der Turbulenz nach [5.33]
141
Das Verfahren ist eine Weiterentwicklung des Verfahrens LIPPERT, MUSCHELKNAUTZ/ Bühler. Es hat sich bei der Förderung von Aluminiumoxid und anderen schleißenden Fördergütern infolge kleiner Luftgeschwindigkeiten bewährt. Das Anfahren mit voller Förderleitung ist möglich. Deswegen kann auch bei mehreren Empfangsbehältern auf Rohrweichen oder Absperrventile verzichtet werden [5..34]. i) FEDERHENN/KLEIN Um Stopfen, die sich bevorzugt an kritischen Stellen der Förderleitung bilden, aufzulösen, schlägt B. FEDERHENN [5.35] ein besonderes Ventil zur Lufteinblasung vor. Nach Bild 5.24 sitzt das Ventil zwischen Förderleitung und Nebenleitung. Zwei Druckmeßleitungen, die ständig mit Luft gespült werden, beaufschlagen mit ihrem Differenzdruck einen Kolben. Dieser wird beim hohen Differenzdruck am Stopfen gegen eine Feder verschoben und gibt die Verbindung zwischen Nebenleitung und Förderleitung zur Lufteinblasung frei.
K
,r
jil
g
:
^ ^ AAAA'4'\ •/ / V V V Y7 '///////////>
n
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Bild 5.24 Ventil zur Förderung mit Ncbenluftcinblasung nach [5.35]
n,
-
Derartige Ventile werden bei der pneumatischen Förderung von stark schleißendem Quarzsand eingesetzt. Bei Förderproblemen kann die Betriebssicherheit vorhandener Anlagen durch Nachrüsten mit derartigen Ventilen erhöht werden. 5.6.3
Förderverfahren für adhäsive Schüttgüter
Adhäsive Schüttgüter können sich an der Wand ansetzen. Diese unerwünschte Eigenschaft nimmt mit dem Druck und damit dem Impuls beim Auftreffen auf die Rohrwand zu. Stark adhäsive Fördergüter, wie z.B. Siliziumdioxid, fettige Milchpulver, manche PVC-Pulver oder haftende Ruße lösen sich gewöhnlich nicht durch Aufprallen des noch folgenden Förderguts bei der pneumatischen Förderung. Bei geringerer Adhäsion wird bisweilen die Förderleitung in Polyethylenrohren mit geringerem Wandreibungsbciwert verlegt. Bringt das keinen Erfolg, versucht man, durch Verlegung der Förderleitung in dehnbaren Schläuchen, Wandkrusten zum Abspringen zu bringen. Nach [5.36] lassen sich Krusten am Schlauch dadurch beseitigen, daß man den Förderschlauch in ein Rohr steckt, zwischen Rohr und Schlauch einen kleineren aufblasbaren Schlauch schiebt und diesen in gewissen Zeitabständen aufbläst. Dadurch wird der Förderschlauch deformiert, und anbackende Krusten des Förderguts brechen auf.
142
Das zuvor beschriebene Fluid-Schub-Verfahren [5.20] wird auch für schwierige, adhäsive Ruße eingesetzt. Dabei wird die Förderleitung mit einem Gummischlauch ausgekleidet. In ahnlicher Weise wird das Pneumosplit-Verfahren benützt, um stark adhäsive Ruße zu fördern. Bei unter dem Namen Elastosplit eingesetzten Förderverfahren werden zwischen die Flansche der Förderleitung Gummischläuche eingespannt, wobei die Rückschlagventile die Luft aus der Nebenleitung ins Schlauchinnere blasen [5.37]. Die Vielzahl der vorgestellten pneumatischen Förderverfahren sind aus den Erfordernissen der Praxis heraus entwickelt worden. Die Verfahren deuten darauf hin, daß der Einsatz für den Transport eines bestimmten Schüttguts wohl überlegt sein muß. Wie so oft bei der pneumatischen Förderung kann auch hier nur ein gewissenhafter Förderversuch die gewünschte spätere Betriebssicherheit garantieren.
143
6
Luftversorgung
Von den vielen Verdichterprinzipien haben sich einige beim Einsatz in pneumatischen Förderanlagen bewahrt. Es werden zunächst die Grundlagen für diese Verdichter und danach die einzelnen Ausführungen behandelt. Dabei wird weniger Wert auf die konstruktiven Details als auf die Wechselwirkung zur pneumatischen Förderanlage gelegt.
6.1
Thermodynamische Grundlagen
6.1.1
Volumenstrom und Druckerhöhung
Der Verdichter hat die Aufgabe, einen Volumenstrom auf einen höheren Druck zu bringen. Meistens wird Luft vom Atmosphärenzustand p0 = p\ auf einen höheren Druck p2 verdichtet. Beim Ventilator erfolgt das kontinuierlich, beim Drehkolbengebläse oder beim Schraubenverdichter werden Einzelvolumen verdichtet. Das spezifische Volumen DI = VL lm\ , d. h., das auf l kg bezogene Luftvolumen, wird polytrop nach folgender Gleichung verdichtet: p •!)['. = konst.
(Gl. 6.1)
In Gl. 6.1 ist p der Druck und n der Polytropenexponent. Der Polytropenexponent kann Werte zwischen 0 und =c annehmen. Je nach Größe von n unterscheidet man verschiedene Arten der Verdichtung. In Bild 6. l ist als Beispiel die Verdichtung des spezifischen Volumens D! i = l m' vom Atmosphärendruck p0 = p, = l bar auf den Enddruck p, = 4 bar aufgezeichnet. Dabei ergeben sich zwei Grenzkurven: D Längs der Isobaren n = 0 erfolgt keine Verdichtung, da der Druck konstant bleibt. D Längs der Isochoren n = =° bleibt der Raum konstant. Eine Verdichtung kann nur über eine Temperaturerhöhung erreicht werden. Dazwischen liegen die von den Verdichtern ausgeführten Verdichtungsprozesse. Führt man bei der Verdichtung keine Wärme zu oder ab, dann ergibt sich eine Verdichtung mit dem Isentropenexponent n = K = 1,4 ( f ü r Luft).
(Gl. 6.2)
Bei H = K erwärmt sich die Luft während der Verdichtung. Das hat nicht nur den Nachteil, daß die Erwärmung zusätzliche Energie erfordert. Die Energie muß durch Wärmetauscher abgeführt werden. Schließlich verändert die Temperatur die Spalte bei
145
n = 1 n = 1,3 n - 1.4 n = 2
P2 = 4
Bild 6. l Polytrope Verdichtung p • u" = konst., vom Druck pi = \ bar auf p2 = 4 bar mit: ;/ = 0 Isobare n = =o Isochore n = l Isotherme n = 1,4 Isentrope (bei Luft)
bar
3
D
D
n =0
0
0,2
0,4
m3/kg
0,6
spezifisches Volumen VL
1,0 »•
berührungslos arbeitenden Verdichterkolben. Deswegen müssen die Spalte größer gewählt werden, was die Leckluftströmung und damit den Polytropenexponent gegenüber der Isothermen n = l nochmals vergrößert. Ideal bezüglich Energiebedarf, Wärmeabfuhr und Gestaltung der Abdichtung wäre eine Verdichtung längs der Isothermen n = 1. Das erreicht man z.B. annähernd beim Schraubenverdichter durch Öleinspritzung. Das Öl dichtet zwischen den Spalten der Kolben und führt die Wärme ab. Es muß allerdings nach der Verdichtung aus dem Luftstrom abgeschieden und gekühlt werden. In Bild 6.1 beschreibt die Fläche zwischen der Polytropen und der p-Achse die pro kg Luft aufzubringende Energie für die Verdichtung. Daraus ist ersichtlich, daß die spezifische Energie mit wachsendem Polytropenexponent zunimmt. In Bild 6.2 ist diese
vv
P2 - '1 bar
o 5 o
2
1
'
Bild 6.2 hrauben Verdichter,
L/ eir istufig, ohne A öi Binspritzung
\
)rehkolbengebläse \ \/entilator
0
0
^7 TN*^
0,2
0,4
0,6
spezifisches Volumen VL 146
rrvVkg 1,0 *-
Druckhereiche von Ventilator,
Energie bei n = K für die üblichen Druckerhöhungen des einstufigen Ventilators, des Drehkolbengebläses und des einstufigen, ölfreien Schraubenverdichters eingezeichnet. Beim Ventilator hat die Größe des Polytropenexponenten wenig Einfluß auf die spezifische Energie. Beim Drehkolbengebläse begrenzt die Wärmeentwicklung die Dichtspalte und damit das Druckverhältnis pi/p\. Das hat schließlich zur Entwicklung des Schraubenverdichters für höhere Drücke geführt. Dieser hat infolge der Zwangsverdichtung einen kleineren Polytropenexponenten. Um den Luftvolumenstrom V vom Druck pt auf den Druck p2 zu verdichten, ist folgende theoretische Leistung erforderlich:
(Gl. 6.3) Dabei ist die Antriebsleistung um den Wirkungsgrad // = 0,6 bis 0,8 höher anzusetzen:
(Gl. 6.4)
ö = —-P., /'
Mit Ap = p2 — p i wird nach Gl. 6.3: *
'
(GI.6.5)
Bei kleinen Druckerhöhungen, wenn z.B. ein Ventilator den Druck von l auf 1,1 bar erhöht, läßt sich Gl. 6.5 durch Entwicklung in eine binomische Reihe näherungsweise schreiben:
~V|-Ap
(Gl.6.7)
Diese bereits als Gl. 2.10 genannte Beziehung für die Leistung bei inkompressibler Strömung rechtfertigt das Vernachlässigen der Kompressibilität der Luft bei kleinen Druckdifferenzen. Das schlägt sich in unterschiedlichen Normen für den Verdichter und den Ventilator nieder. 6.1.2
Temperaturerhöhung
Mit der Druckerhöhung nach Gl. 6.3 steigt die Temperatur von T, auf T2 nach folgender Beziehung: (6.8) Bei gegebener Ansaugtemperatur T, ist die Endtemperatur Ti eine Funktion des Druckverhältnisses pi/Pi und des Polytropenexponenten n. In Bild 6.3 ist die Temperaturerhöhung über dem Polytropenexponenten mit dem Druckverhältnis als Parameter aufgetragen. Alle Kurven entspringen im Ursprung bei der Isothermen (« = !). Die Endtempera-
147
500
Bild 6.3 Temperaturerhöhung A T als Funktion des Polytropcnexponenten H mit dem Druckverhältnis pjp\ als Parameter, K = 1,4 Isentropenexponent A Betriebspunkt eines Herstellers von Sehraubenverdichtern [6.1] Betriebspunkt eines Herstellers von Drehkolbengebläsen [6.1]
K,°C
400
h.™
L
300
200
100
2
3
Polytropenexponent n — Bild 6.4 Radialventilator
148
tur der Isochoren (n = =°) ist gleich der absoluten Anfangstemperatur T} , multipliziert mit dem Druckverhältnis pi/p\. Die Temperatur der Isentropen n = K = 1,4 (bei Luft) hält sich in Grenzen. Eventuelle Leckströmungen in den Dichtspalten von der Druckseite zur Saugseite wirken sich allerdings temperatursteigernd aus. In Bild 6.3 wurden zwei Betriebspunkte für ölfreie Schraubenverdichter (Punkt A) und Drehkolbengebläse (Punkt B) eines Herstellers [6.1] eingezeichnet. Daraus ist ersichtlich, daß das Drehkolbengebläse mit« = 1,9 ungünstiger als der Schraubenverdichter mit n = 1,5 liegt. Letzterer erreicht beinahe den Isentropenexponent n = 1,4.
6.2
Ventilator
6.2.1
Funktion
Der Ventilator (Bild 6.4) ist ein Strömungsverdichter. Aufgrund der Eulerschen Strömungsmaschinen-Hauptgleichung erzeugt der Radialventilator folgende Druckdifferenz: A
P = '/h ' Q\. ' («2 ' cui - MI • c u i )
(Gl. 6.9)
Dabei ist A/H ein Wirkungsgrad, MI und M2 sind die Umfangsgeschwindigkeiten des Laufrads, c u ] und c„2 sind die Umfangsgeschwindigkeiten der Strömung. Der Index l bezieht sich auf den Eintritt, der Index 2 auf den Austritt. Vernachlässigt man die Verhältnisse am Eintritt und setzt in erster Näherung M2 = cui, dann läßt sich Gl. 6.9 mit dem Wirkungsgrad HI, näherungsweise beschreiben: Ap = A/I, • £>L • «i
(Gl.6.10)
Dabei ist der Wirkungsgrad A/I, etwa:
A/,, = 0,6 bis 0,8 Eine genauere Erfassung ist in [6.2] nachzulesen. Dreht das Laufrad mit 800 mm Durchmesser eines Ventilators z. B. mit einer Drehzahl von 3000 min" 1 = 50 s" 1 , dann ist die Umfangsgeschwindigkeit: "2 = r i • "J = 0,4 m • 2 n • 50 s~' = 125,7m/s
Mit einem Wirkungsgrad A/I, = 0,7 erreicht dieser Ventilator bei Qi = 1,2 kg/m' folgende Druckerhöhung nach Gl. 6.10:
Ap-0,7-U-5--125,7»-$= 13272—,2 =0,133 bar m Die Umfangsgeschwindigkeit kann aus Gründen der Festigkeit des Laufrades nicht be-
149
liebig gesteigert werden. Deswegen werden einstufige Radialventilatoren in pneumatischen Förderanlagen auf Druckerhöhungen bis etwa 0,16 bar begrenzt. Bei größeren Druckerhöhungen setzt man gewöhnlich Drehkolbengebläse ein. Die DIN-Norm 24 163 [6.3] trifft folgende Einteilung:
p±_ < 1,3 Pl p±_ > 1,3 Pl
für Ventilatoren für Verdichter
Die Dichte QI des Fluids in Gl. 6.9 ist bei Wasser SOOmal so groß wie bei Luft. Deswegen haben Kreiselpumpen eine wesentlich größere Druckerhöhung als Ventilatoren. Andererseits nimmt die Druckerhöhung eines Ventilators linear mit der Luftdichte am Saugstutzen ab, wenn der Ventilator im Saugbetrieb arbeitet. Die hohen Strömungsgeschwindigkeiten des Ventilators führen zu Lärmentwicklungen, die nach Näherungsgleichungen berechnet werden können [6.2]. Das gibt oft Anlaß zu Schalldämpfungsmaßnahmen.
6.2.2
Bauarten und Kennlinien
6.2.2.1
Ventilatorkennlinie
Vergleicht man das Zustandsdiagramm nach Bild 2.13 mit den erreichbaren Drücken des einstufigen Ventilators (nach Gl. 6.10), dann zeigt sich, daß der Ventilator nur den untersten Bereich der für die pneumatische Förderung erforderlichen Drücke abdeckt. Dabei ist der Radialventilator nach Bild 6.4 bereits der einstufige Strömungsverdichter mit der größten Druckerhöhung. In Bild 6.5 ist die Auslegung anderer Ventilatorbauformen nach [6.2] aufgezeichnet. Nach DIN 24 163 [6.3] werden auf einem Normprüfstand Normkennlinien von Ventilatoren aufgenommen. Diese beschreiben das Kennfeld des Ventilators mit den Diagrammen: D Totaldruckerhöhung A/?, ( V , ) ; D Leistungsaufnahme, bezogen auf den Laufradeingang: PL ( V , ) ; D Wirkungsgrad, bezogen auf Ap, am Laufradeingang ijü ( V , ) = l\ll\ . Bild 6.5 Bauart und Druckerhöhung von einstufigen Ventilatorlaufrädern
axial
Bauart halbaxial
radial
Druckerhöhung -»-200 mbar
10-
150
Bild 6.6 Vollständiges Kennfeld eines Radialventilators im Druckbetrieb nach [6.2] mit den Werten: Luftdruck: p,, = 10S Pa Luftdichte: QIH = 1,2 kg/m-', Drehzahl: n = 20 l/s
IUUU
Pa
Q_ < 01 C
r 0>
U
800
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0,4 0,8 1,2 Luftvolumenstrom l/,
1,6m3/s2,0 *•
Dabei erfassen Ap, und P, auch die dynamische Druckerhöhung. Der Luftvolumenstrom V{ wird am Eintritt in den Ventilator bestimmt. In Bild 6.6 ist ein vollständiges Kennfeld eines Radialventilators nach [6.2J aufgetragen. Es zeigt die relativ flache Kennlinie Ap, ( V | ) . Diese wurde bereits in Abschnitt 2.5 angedeutet. Der optimale Wirkungsgrad // t[ . liegt etwas über 80%. Würde man die dynamische Druckerhöhung nicht berücksichtigen, wäre der maximale Wirkungsgrad 72%. In der Nähe des optimalen Wirkungsgrades liegt der optimale Betriebspunkt. In diesem Bereich steigt die aufgenommene Leistung PI mit dem Luftvolumenstrom V\. Drosselt man nun den Ventilator nach Bild 6.6, indem man auf den Kurven nach links fährt, dann nimmt der Volumenstrom stärker ab als die Druckerhöhung ansteigt. Trotz fallendem Wirkungsgrad >/ rl geht die aufgenommene Leistung nach den Gl. 6.4 und 6.7 zurück. Deswegen fährt man einen Hochleistungsventilator gedrosselt an und öffnet die Drosselklappe erst, wenn er seine Betriebsdrehzahl erreicht hat.
151
6.2.2.2
Laufrad
Die Krümmung der Schaufeln des Laufrades geht über die Umfangsgeschwindigkeit c„ 2 der Strömung nach Gl. 6.9 in die Druckerhöhung des Ventilators ein. Außerdem beeinflußt die Krümmung die Ventilatorkennlinie. Bild 6.7 zeigt die drei möglichen Schaufelformen: D rückwärts gekrümmt, ü radial endend, D vorwärts gekrümint. Diesen Schaufelformen sind nach Bild 6.7 bestimmte Kennlinienverläufe zugeordnet [6.2].
Bild 6.7 Einfluß der Schaufelkrümmung auf die Ventilatorkennlinie nach [6.2] und [6.4]
Ap
,, Betriebspunkt bei größtem Wirkungsgrad
152
6.2.2.3
Ähnlichkeitsgesetze
Ändert man bei einem Ventilator die Drehzahl von n\ a u f « ) , den Laufraddurchmesser von DI auf D,, oder die Luftdichte von Q{ , auf g12, dann verändert sich der VolumenStrom, die Druckerhöhung und die Leistungsaufnahme mit den Ähnlichkeitsgesetzen nach folgenden Gleichungen [6.4]:
DI D,
v, "
(Gl.6.11)
Api
^p7
(Gl. 6.12)
»l «2_U «l
(Gl. 6.13) D,
Unter Berücksichtigung dieser Beziehungen lassen sich Ventilatoren an geänderte Aufgabenstellungen anpassen.
Bild 6.8 Betriebspunkt eines Ventilators
Ventilatorkennlinie Anlagenkennlinie
Betriebspunkt
V —
6.2.3
Steuerung und Regelung von Ventilatoren
Wie in Abschnitt 2.5 beschrieben wurde, ist der Betriebspunkt einer Ventilatoranlage gleich dem Schnittpunkt von Gebläse- und Anlagenkennlinie (s. Bild 6.8). Bei reinen Luftströmungen ist die Anlagenkennlinie meistens durch folgende Gleichung bestimmt: = konst. V1
(Gl. 6.14)
Dabei ergibt sich die Konstante aus den Druckverlusten. Den Betreiber einer Anlage interessiert vor allem die Lage des Betriebspunktes, weniger die Ventilator- oder die Anlagenkennlinie an sich. Durch folgende Maisnahmen kann man unmittelbar am Ventilator Einfluß auf den Betriebspunkt der Anlage nehmen:
153
Anlagenkennlinie Ap ~ V2
Bild 6.9 Kennfeld eines drchy.ahlgeregelten Radialventilators nach [6.2]
Leitschaufelverstellung, Lauf schaufei Verstellung, Bypass-Regelung, Drehzahlregelung, Drosselregelung, Drallregelung.
4
8
12
16rrvVs20
Volumenstrom V ~
Diese Maßnahmen sind in [6.2] näher beschrieben. Leit- und Laufschaufelverstellung werden in pneumatischen Förderanlagen aus Kostengründen nicht eingesetzt. Die Bypass-Regelung vermindert durch die Rückströmung parallel zum Ventilator die Wirtschaftlichkeit und führt zu Temperaturerhöhung in der Ansaugluft. In bezug auf die Betriebskosten ist die wirtschaftlichste der Ventilatorregelungen die Drehzahlregelung (Bild 6.9). Sie ist für die pneumatische Förderung heute noch nicht bedeutend. Das kann sich ändern, wenn die Frequenzumformer für Drehstrommotoren weiter entwickelt sein werden. Bei Motorleistungen bis 7,5 kW wird auch die Spannungsregelung für die Drehzahleinstellung eingesetzt. Die einfache Drosselregelung des Ventilators, die meistens an der Saugseite vorgenommen wird, ist nach wie vor die beliebteste. Wegen der für Ventilatoren kleinen Luftmengen genügt in den meisten Fällen eine schwenkbare und feststellbare Drosselklappe am Saugstutzen nach Bild 6.10. Nach Bild 6.11 ändert die Saugdrosselung vor allem nicht die Ventilatorkennlinie, sondern die Anlagenkennlinie, denn die Saugdrossel zählt zur Anlage und nicht zum Ventilator. Bei offener Drosselklappe verläuft die Anlagenkennlinie flach. Man erhält einen großen Luftvolumenstrom, und die aufgenommene Motorleistung ist hoch. Mit zunehmender Drosselung sinkt der Luftvolumenstrom und die aufgenommene Leistung. Die steilere Anlagenkennlinie bei gedrosseltem Ventilator bringt nach Abschnitt 2.5 ein besseres Betriebsverhalten bei der pneumatischen Förderung. Im Gegensatz zur Drosselregelung verändert die Vordrallregelung die Ventilatorkennlinie. Der saugseitig angebaute Drallregler (Bild 6.12) erhöht mit zunehmender Schrägstellung der radialen Schaufeln den Drall der Strömung am Saugstutzen. Das kann im
154
Bild 6.10
Saugdrossel am Ventilator
Luftvolumenstrom V Bild 6.12 Radialventilator mit Vordrallregelung
Bild 6.11 K e n n l i n i e n des Ventilators mit Saugdrosselung B,, B2, B ; , B4, Betriebspunkte
oder gegen den Drehsinn des Laufrades erfolgen. In Bild 6.1.3 ist ein Kennfeld eines Ventilators mit Vordrallregelung nach [6.2] aufgezeichnet. Die steiler werdende Kennlinie mit zunehmendem Vordrall und der sichere Schnittpunkt mit der Anlagenkennlinie deuten auf einen sicheren Betriebspunkt hin. Dennoch ist nach [6.2] der Leistungsbedarf bei Vordrallregelung größer als bei Drehzahlregelung des Ventilators. 6.2.4
Der Ventilator in der Anlage
Die Ventilatorkennlinie kann sich gegenüber den Messungen auf dem Prüfstand insbesondere dann verändern, wenn die Luft unmittelbar vor dem saugseitigen Eintritt Widerstände in Form von Krümmern oder Querschnittsveränderungen durchströmen muß [6.2 . Deswegen sind die Einbauanweisungen des Ventilatorherstellers einzuhalten. Es hat sowohl die Ventilatorkennlinie als auch die Anlagenkennlinie einen Toleranzbereich (siehe hierzu auch DIN 24166). Dieser kann im ungünstigsten Fall zu einem Luftvolumenstrom V m i n oder V m . lx führen (Bild 6.14). Dieses Toleranzfcld ist für die pneumatische Förderung nicht erwünscht. Es führt neben der flachen Ventilatorkennlinie dazu, daß man eine pneumatische Förderanlage mit Ventilator meistens mit überhöhter Luftgeschwindigkeit betreibt.
155
Anlagenkennlinie Apt~l/2 Bild 6.13 Kennfeld eines Radialventilators mit Vordrallregelung nach [6.2] bei der Drehzahl n = 1450 min- 1
D
Stellung des Vordrallregler
4
8
12
m3/s
Volumenstrom V
6.2.4.1
o D
Volumenstrom V
20
*•
Bild 6.14 Toleranzfeld für den Betriebspunkt einer Ventilatoranlage
Reihenschaltung von Widerständen
Die Widerstände, die auf die Anlagenkennlinie Einfluß nehmen, sind die in Abschnitt 4.2.3 beschriebenen Druckverluste. Gewöhnlich treten diese Widerstände in Reihe auf (Bild 6.15a). Sie können jedoch auch, wie z. B. bei der Späneabsaugung oder bei Aspirationsanlagen, parallel auftreten (Bild 6.15b). Mit dem quadratischen Widerstandsgesetz gilt:
Ap~V2=W-V^
(Gl. 6.14)
Dabei sei Wein Proportionalitätsfaktor. Bild 6.15 Widerstände in der Anlage a) hintereinander b) nebeneinander
a)
156
Bild 6.16 Anlagenkennlinie bei reihengeschalteten Widerständen
Luftvolumenstrom V
»•
Ähnlich wie beim elektrischen Strom addieren sich die reihengeschalteten Widerstände nach Bild 6.15a, und man erhält: Ap = A/;, + A/72 + A/?., = W} • V1 + W, • V2 + W, • V2 = (W, + W2 + W.,) • V2
(Gl. 6.15)
Das zeigt sich in der Anlagenkennlinie. Dort addieren sich die Kennlinien der Einzelwiderstände in Ordinatenrichtung zur Anlagenkennlinie (Bild 6.16). 6.2.4.2
Parallelschaltung von Widerständen
Schaltet man Widerstände parallel, tritt in den Einzelsträngen der gleiche Druckverlust auf. Es gilt: Ap = W i- V-f = W, • V2 = W, • V2
(Gl. 6.16)
Die einzelnen Luftvolumenströme addieren sich zum Volumenstrom V:
V = V , + y, + v,
(Gl. 6.17)
Aus den Gl. 6.16 und 6.17 erhält man: *L
W,
(Gl. 6.18)
l ^
V W,
Somit gilt hier zwischen dem Gesamtwiderstand und den Einzel widerständen: l
l
l
l
(Gl. 6.19)
Diese Beziehung zeigt Bild 6.17. Hier addieren sich die Werte der Kennlinien der Einzelwiderstände zur Anlagenkennlinie in Abszissenrichtung. Vergleicht man die Anlagenkennlinien von Bild 6.16 und von Bild 6.17, dann fällt auf, daß die Kennlinie bei in Reihe geschalteten Widerständen steiler wird, während sie bei
157
v= v, + v,+ v. Bild 6.17 Anlagenkennlinie bei parallelgeschaltctcn Widerständen
Volumenstrom V
parallelgeschalteten abflacht. Das ist besonders ungünstig bei der Luft-Schüttgut-Strömung in einer pneumatischen Förderanlage. Hier kommt erschwerend hinzu, daß die Aufteilung des Förderguts auf die einzelnen Stränge nicht so exakt vorgenommen werden kann wie die Aufteilung bei reiner Luftströmung. Es ergibt sich dann nach Bild 6.14 ein relativ breites Toleranzfeld zwischen V max und V m m . Das führt dazu, daß eine pneumatische Förderung mit Mengenaufteilung in parallele Gutströme besonders verstopfungsanfällig ist und vermieden werden sollte.
Bild 6.18 Gebläsekennlinie von zwei reihcngeschalteten Radial Ventilatoren
.
Q
-1
Volumenstrom V
158
6.2.4.3
Reihenschaltung von Ventilatoren
Da nach Abschnitt 6.2.2.1 die Druckerhöhung des einstufigen Ventilators auf kleine Druckdifferenzen begrenzt ist, werden Ventilatoren ähnlich wie Turboverdichter auch mehrstufig ausgeführt. Mehrstufige Ventilatoren verhalten sich annähernd gleich wie in Reihe geschaltete. Nach Bild 6.18 addieren sich bei reihengeschalteten Ventilatoren die Werte der Kennlinien in Richtung der Ordinate. Dabei wird die Gebläsekennlinie steiler, was sich nach Abschnitt 2.5 auf den Betrieb einer pneumatischen Förderanlage günstig auswirkt. 6.2.4.4
Parallelschaltung von Ventilatoren
Es ist auch möglich, zwei Ventilatoren parallel zu schalten (Bild 6.19). In diesem Falle addieren sich die Volumenströme Vj und V'1 zu V, das heißt die Werte der Gebläsekennlinien addieren sich in Abszissenrichtung. Die Gebläsekennlinie wird flacher, was nach Abschnitt 2.5 unerwünscht ist. Die in Bild 6.19 eingezeichnete Grenze für unendlich viel parallelgeschaltete Ventilatoren zeigt außerdem, daß ein derartiges Vorgehen bei einer pneumatischen Förderanlage die Investition nicht rechtfertigt. Das Problem beim Einsatz eines Ventilators ist ja nicht ein zu geringer Luftvolumenstrom, sondern eine zu kleine Druckerhöhung in Verbindung mit einer relativ flachen Gebläsekennlinie.
Grenze für oc Ventilatoren
/ CL O D) C
Volumenstrom V
6.2.5
Transportventilator
6.2.5.1
Staub im Luftstrom
**
, 9 Gebläsekennlinic von zwei parallclgeschalteten Radial Ventilatoren
RM 6
Nachdem sich Luft problemlos durch einen Ventilator mit Druckerhöhung fördern läßt, liegt es nahe, auch das Schüttgut durch den Ventilator zu fördern und dadurch eine Schleuse einzusparen. Das wird noch in einigen Industriezweigen durchgeführt. Im Haushalt wird von manchem Staubsauger Staub und körniger Schmutz durch den Ventilator gesaugt. Die bei der Bearbeitung in der Holzindustrie anfallenden Späne werden
159
durch den Ventilator aus parallel geführten Saugleitungen gesaugt. Dagegen hat sich z. B. die Absaugung von vorgeschäumten Polystyrolperlen durch einen Ventilator nicht bewährt, da sich die Oberfläche der Perlen verformte und die Schüttdichte zunahm. Bei der Förderung von Schüttgut durch einen Ventilator können sich folgende Probleme einstellen: D Das Schüttgut kann sich durch Bruchkorn und Abrieb verändern. D Das Laufrad und das Gehäuse des Ventilators verschleißen bei hartem Fördergut. D Adhäsives Schüttgut neigt zum Anbacken an der Innenseite der gekrümmten Ventilatorschaufel. D Die Gefahr einer Staubexplosion bei brennbaren Stäuben steigt mit der Zunahme der Staubbeladung und der Feinheit der Stäube. D Am Laufrad angebackene Stäube erhöhen die Unwucht und damit die Lagerbelastung an der Laufradwelle. Das Laufrad wird stärker dynamisch beansprucht. Die Aussage eines Ventilatorherstellers, daß die größten Nachbesserungen im Betrieb eines Ventilators nicht bei reinem Luftbetrieb, sondern durch den Staub in der Luft entstehen, bestätigt die Aktualität dieser Probleme. 6.2.5.2
Ventilator als Schleuse bei der Späneabsaugung
Trotz der zuvor genannten Probleme wird der Transportventilator aus Funktions- und Preisgründen weiterhin bei der Späneabsaugung eingesetzt. Um die Nachteile klein zu halten, beschränkt man die Druckerhöhung im allgemeinen auf 40 mbar. Darüber hinaus sind Entwicklungen bis zu Druckerhöhungen von 80 mbar bekannt. Die Strömungsquerschnitte im Laufrad werden groß gehalten, und das Laufrad wird möglichst mit radialen Schaufeln ausgeführt. Den besonderen Vorteil des Ventilators mit großem Volumenstrom nützt man bei der Späneabsaugung aus. Es gibt in der Holzbearbeitung für jede Maschinenbauart einen empirisch ermittelten Luftvolumenstrom, der erforderlich ist, um alle anfallenden Späne zu erfassen. Damit ist bei einer Fördergeschwindigkeit von etwa 20 m/s der Durchmesser der Förderrohre festgelegt. Da in diesen Anlagen meistens mehrere Maschinen parallel abgesaugt werden und die einzelnen Luftvolumenströme schon relativ groß sind, ergeben sich große Rohrdurchmesser in der Sammelleitung. Nach Kapitel 4 wird bei nicht zu großen Förderwegen der Druckverlust gering. Beides deutet auf den sinnvollen Einsatz eines Ventilators hin. Bei längerem Förderweg hat hier der Verfasser einmal eine Mitteldruck-Förderanlage mit 150 mm Förderrohrdurchmesser und Drehkolbengebläse eingesetzt, wo der Transportventilator einen Rohrdurchmesser von 700 mm zum Transport von 12 t/h Sägespänen bedingt hätte. Durchströmt das Fördergut mit der Luft den Ventilator, fällt nach Bild 6.20 die Kennlinie bezüglich Druckerhöhung und Volumenstrom ab. Dieser Abfall steigt mit der Gutbeladung //. Aufgrund der vorgeschriebenen Luftvolumenströme und der anfallenden Spänemengen an den einzelnen Maschinen erhält man bei den meisten Maschinenabsaugungen eine Gutbeladung unter /< = 1. Deswegen vernachlässigen manche Hersteller von Späneabsauganlagen bei der Errechnung des Druckverlustes sowohl den
160
Bild A.20
Veränderung der Ventilator-
kennlinie durch die Gutbeladung/;
O)
c _ o .c
Luftvolumenstrom V
>•
Gutmassenstrom als auch die Änderung der Ventilatorkennlinie mit dem Gutmassenstrom. Es sei darauf hingewiesen, daß das Berechnungsverfahren nach Kapitel 4 sich auch für die Auslegung von Ventilatoranlagen mit nur wenigen Millibar Druckverlust bewährt hat.
6.3
Seitenkanalgebläse
Die vom Ventilator nach Abschnitt 6.2 maximal lieferbaren Luftvolumenströme sind wesentlich größer als man sie für pneumatische Förderanlagen benötigt. Dagegen ist die Druckerhöhung oft nicht ausreichend. Die Aufgabe, höhere Drücke bei kleinerem Luftvolumenstrom zu liefern, erfüllt das Seitenkanalgebläse. Dabei ist allerdings der Wirkungsgrad nur 30 bis 50% [6.4]. 6.3.1
Funktion und Ausführung
Beim Seitenkanalgebläse (Bild 6.21 und 6.22) dreht sich ein einseitig offenes Laufrad a mit Drehzahlen von etwa 3000 min' 1 . Gegenüber dem h a l b geschlossenen Laufrad mit radialen Stegen befindet sich ein feststehender zu den Stegen des Laufrads offener halbringförmiger Seitenkanal b. Dieser hat einen radialen Trennsteg c zwischen dem Austritt und dem Eintritt der zu verdichtenden Luft. Die von den Laufradstegen mitgenommene Luft steht infolge der Zentrifugalkraft außen unter höherem Druck als innen im Laufrad und strömt über den Seitenkanal radial nach innen. Dieser Strömung überlagert sich die Umfangsströmung infolge der Drehung des Laufrades. So bewegt sich die Luft spiralförmig durch Laufrad und Seitenkanal. Die Luft strömt durch den Eintrittstutzen d ein und wird über den Umfang bis zum Austrittstutzen e auf den Enddruck verdichtet. Der Trennsteg c verhindert weitgehend ein Überströmen von der Druckseite auf die Saugseite. Aus Kostengründen wird häufig das Laufrad direkt auf die Motorwelle aufgezogen und dreht mit 2800 bis 3000 min" 1 . In Bild 6.21 sind Stege zur Abführung der Wärme auf dem Gehäuse angebracht. Die Lärmentwicklung mit 70 bis 80 dB (A) stört in den meisten Fällen nicht, so daß auf Dämpfungsmaßnahmen verzichtet werden kann.
161
Bild 6.21 Seitenkanalgebläse mit auf der Motorwelle aufgezogenem Laufrad (Werkbild Elcktror)
Bild 6.22 Prinzip des Seitenkanalgebläses a Laufrad b feststehender Seitenkanal c Trennsteg d Lufteintrittstutzen e Luftaustrittstutz.en
350
Bild 6.23 Kennlinie eines Seitenkanalgebläses
mbar 300 A
CL
250
200
, Druckbetrieb
O)
c. •\->
l 100
Saugbetrieb
50
0
0
1
2
3
Luftvolumenstrom V
m3/min »•
5
6.3.2
Kennlinien
Seitenkanalgebläse werden für kleinere Luftvolumenströme als Ventilatoren eingesetzt. Diese betragen etwa l bis 10 mVmin. Sie verdichten einstufig auf Drücke bis 300 oder 400 mbar. Ein Beispiel einer Kennlinie eines Seitenkanalgebläses zeigt Bild 6.23. Die Kennlinie ist wesentlich steiler als die eines Ventilators, allerdings nicht so steil wie die eines Drehkolbengebläses. Wie beim Ventilator verläuft die Saugkennlinie flacher als die Druckkennlinie. Beide haben einen gemeinsamen Ursprung bei Ap = 0. Die maximale Druckerhöhung wird dann erreicht, wenn infolge geringer Luftströmung die Erwärmung zu groß wird. Dabei ist der Luftvolumenstrom auf einen Bruchteil desjenigen ohne Gegendruck abgesunken. 6.3.3
Einsatz
Der geringe Luftvolumenstrom, die relativ hohen Drücke und die steile Gebläsekennlinie begünstigen den Einsatz des Seitenkanalgebläses für pneumatische Förderanlagen mit Rohrdurchmessern bis etwa 50 mm. Aufgrund des günstigen Preises wird das Seitenkanalgebläse bei Saugfördergeräten für Maschinenbeschickung eingesetzt. Mit einer leichten Umschaltung von Saug- auf Druckbetrieb verwendet man es dabei auch zur Filterabreinigung. Darüber hinaus trifft man auf das Seitenkanalgebläse bei Rohrpostanlagen, Staubsaugern und vielen anderen Einsatzfällen, wo Luft mittlerer Drücke und kleiner Mengen benötigt wird. Bisweilen werden für große Liefermengen und höhere Drücke Seitenkanalgebläse nebeneinander und hintereinander geschaltet. Hier gelangt man jedoch bald an die Grenze, wo das Drehkolbengebläse wirtschaftlicher einzusetzen ist.
6.4
Drehkolbengebläse
Das Drehkolbengebläse ist das wichtigste Gebläse für die pneumatische Flugförderung. Es arbeitet im Überdruckbereich von l bis 2 bar absolut in Druckförderanlagen und im Unterdruckbereich von l bis 0,5 bar absolut in Saugförderanlagen. 6.4.1
Funktion und Ausführung
Das Drehkolbengebläse (Bild 6.24) arbeitet nach dem Verdrängerprinzip, ähnlich wie eine Zahnradpumpe, bei der die Zahnräder nur zwei Zähne haben. Damit sich die beiden Drehkolben aneinander abwälzen, ist ein Zahnradgetriebe im Gebläse eingebaut. Während einer Umdrehung beider Kolben wird viermal das Volumen zwischen dem Drehkolben und dem Gehäusehalbzylinder von der Saugseite zur Druckseite gefördert. Sobald der Kolben so weit gedreht hat, daß das Volumen Verbindung mit der Druckseite bekommt, wird es von der Luft auf der Druckseite druckbeaufschlagt. Diese plötzliche Verdichtung ist unwirtschaftlicher als das Verdichterprinzip des Kolben- oder Schraubenverdichters und führt zu einem größeren Polytropenexponenten.
163
Bild 6.24 gebläses
Arbeitsweise des Drehkolben-
Bild 6.25 Polytropenexponent als Funktion der Gebläsedrehzahl nach Kennlinien der Firma Aerzener Maschinenfabrik GmbH zum Gebläsctyp GMb 15.10 bei den Drücken p\ = l bar, p i = 2 bar c d)
500
1000
1500min
Gebläsedrehzahl
1
2000
»n=
n = 1,4
- 2,0 bar 1,8
isochore Verdichtungsarbeit je Hub isentrope Verdichtungsarbeit je Hub
1,6 JC Ü
D
"g o
Bild 6.26 Theoretische Darstellung der isentropen und isochoren Verdichtungsarbeit des Drehkolbengebläses nach Bild 6.25
1,4 1,2
0
0
0,2
0,4
0,6
spezifisches Volumen VL
164
m 3 /kg
1,0 ^
In Bild 6.25 ist der aus Herstellerangaben nach Gl. 6.8 zurückgerechnete Polytropenexponent über der Gebläsedrehzahl aufgetragen. Der steile Anstieg bei kleinen Drehzahlen endet schließlich in der Isochoren (;/ = »). Die Verdichtungsarbeit längs einer Isochoren ist nach Bild 6.26 wesentlich größer als längs einer Isentropen. Die dafür aufzubringende zusätzliche Arbeit äußert sich in zusätzlicher Erwärmung der verdichteten Luft. Diese ist sowohl bezüglich des Energieverbrauchs als auch in Hinblick auf die Festlegung des Dichtspaltes unerwünscht und muß zusätzlich in einem Wärmetauscher abgeführt werden. Der steile Anstieg des Polytropenexponenten nach Bild 6.25 mit abnehmender Drehzahl beruht wohl vor allem darauf, daß der Druckaufbau im eingeschobenen Volumen, bezogen auf den Drehwinkel, schneller erfolgt. Dadurch steht mechanisch ein höheres Drehmoment an der Welle an. Diesem Vorgang überlagert ist die Leckluftströmung in den Spalten, die ebenfalls mit abnehmender Drehzahl zunimmt. Die Differenz zwischen isochorer und isentroper Verdichtungsarbeit steigt mit zunehmendem Enddruck pi an. Die dadurch erhöhten Temperaturen würden infolge der Wärmedehnung größere Spaltweiten erfordern, um ein Anlaufen der Kolben aneinander oder am Gehäuse zu vermeiden. Dadurch würde wiederum die Leckluft in den Spalten anwachsen. Folglich hat man das Druckverhältnis des Drehkolbengebläses begrenzt auf: '£Ü
=2
(Gl. 6.20)
p l /m«
Bei größerer Spaltweite könnte dieses Verhältnis auch erhöht werden. Diese Überlegung hat zum Einsatz des Drehkolbengebläses für die Luftversorgung von Tank wagen bis zum Druckverhältnis von 2,3 geführt. Das Druckverhältnis nach Gl. 6.20 bedeutet für ein Sauggebläse, das in die Atmosphäre bläst, einen Eingangsdruck von p, = 0,5 bar absolut. Das entspricht den Maximaldrücken der pneumatischen Saugförderung nach Abschnitt 4.4. Einen Ventilator nach Abschnitt 6.2 kann man ohne Probleme saugseitig drosseln. Drosselt man jedoch ein Drehkolbengebläse saugseitig auf ein höheres Druckverhältnis als Gl. 6.20, indem man z.B. ein Brett vor den Saugflansch hält, führt das über unzulässige Erwärmung zum Anlaufen der Drehkolben und zur Zerstörung des Gebläses. Deswegen sind Drehkolbengebläse stets mit Sicherheitsventilen ausgerüstet. Diese haben die Aufgabe, darüber zu wachen, daß das obige Druckverhältnis nicht überschritten wird. 6.4.2
Kennlinien
Für das dem Bild 6.25 zugrunde liegende Gebläse zeigt Bild 6.27 die Abhängikeit des Volumenstroms und der Temperaturerhöhung von der Drehzahl im Druckbetrieb. Dabei ist die Druckerhöhung Parameter. In Bild 6.28 sind die Werte für den Saugbetrieb aufgetragen. Aus beiden Bildern ist ersichtlich, daß das Gebläse je nach Druckerhöhung erst bei einer Drehzahl zwischen 100 und 400 min~' zu fördern beginnt. Das beruht auf den Leckverlusten in den Spalten. Diese Drehzahlen dürfen jedoch wegen zu großer Temperaturerhöhung nicht gefahren werden.
165
60 Druckerhöhung Ap - p2 - p,
m3/min
200 600 800 1000 mbar
40
o 7o c 0)
20
"5 'S
400
800 Drehzahl
1200
120
min
1
2000
Druckerhohung Ap = p, - p2 1000
400
800 Drehzahl
Bild 6.27 Volumenstrom und Temperaturerhöhung des Drehkolbengebläses nach Bild 6.25 im Druckbetrieb
166
1600
1200
1600
min
1
2000
60 Druckerhöhung Ap = p 2 - p .1 .100 ./200 ^300-400 •500 mbar
m3/min
50 40 -
o 30
E g 20
10
400
1200
800
1600
min 1 2000
Drehzahl
120
100
500
Druckerhöhung
Ap = p2 - p, mbar
80 -C
O
400 60
D
nj g 40 Q.
300
l
200
20
100 400
1200
800
1600
min
1
2000
Drehzahl Bild 6.28 Volumenstrom und Temperaturerhöhung des Drehkolbengebläses nach Bild 6.25 im Saugbetrieb
167
Die Kurven der Temperaturerhöhung sind bei höheren Drehzahlen annähernd waagerecht und biegen bei abnehmenden Drehzahlen steil nach oben ab. Entsprechend Gl. 6.8 nimmt die Temperaturerhöhung mit der Druckerhöhung stark zu. Das zugrunde liegende Drehkolbengebläse ist für eine Temperaturerhöhung von maximal 120 °C ausgelegt. Bei größeren Temperaturen ist die minimal erforderliche Spaltweite zwischen den Drehkolben untereinander und zum Gehäuse nicht mehr gewährleistet, so daß die Kolben durch Wärmedehnung anlaufen.
IUUU
800
o> c
Sauggebläse, bezogen \ auf Ansaugzustand \\
600
D .C
O -E
^\
400
o D
200
Bild 6.29 Gebläsckcnnlinie Ap(V) des Gebläses nach Bild 6.25 als Druck- und als Sauggebläse bei der Dreh/.ahl n = 1500mm '
L Druckgt blase 1 1
mbar
\
\H \
\
Sauggebläse, bezogen -X auf Atmosphärenzustand ^ 10
20
30
A
\
40
m3/min
60
Luftvolumenstrom V
Die Volumenstromkurven bei konstanter Druckerhöhung liegen nahe beieinander. Das deutet auf eine steile Gebläsekennlinie hin, wie sie Bild 6.29 zeigt. Bezieht man den Volumenstrom entsprechend den Abnahmevorschriften [6.5] auf den Zustand am Saugstutzen, dann liegt die Saugkennlinie nur wenig unter der Druckkennlinie und ist etwas flacher. Nach Abschnitt 4.4 muß beim Einsatz eines Sauggebläses in einer pneumatischen Förderanlage der Luftvolumenstrom jedoch auf den Atmosphärenzustand umgerechnet werden. Die dann maßgebende Saugkennlinie verläuft wesentlich flacher und liefert bis zu 50% weniger Luftmenge. 6.4.3
Lärmentwicklung
Pro Umdrehung der Antriebswelle wird beim Drehkolbengebläse viermal der Raum zwischen Kolben und Gehäuse an der Saugseite aufgefüllt und beim Eintritt in den Druckraum durch einen Druckstoß verdichtet. Bei Drehzahlen zwischen 100 und 4000 mirr 1 . (je nach Gebläsegröße) entstehen dabei Grundfrequenzen im Bereich f= 4 --!- ( l 0 0 bis 4000) = 7 bis 267 Hz.
168
Das Schallspektrum eines Drehkolbengebläses setzt sich bevorzugt zusammen aus diesen Grundfrequenzen und deren Obertönen, d.h. den jeweils ganzzahligen Vielfachen. Ohne jede schalldämmende Maßnahme ist die Lärmentwicklung des Drehkolbengebläses für das menschliche Ohr unerträglich und gesundheitsschädlich. Die an jedem Drehkolbengebläse zumindest teilweise durchzuführenden schalldämmenden Maßnahmen lassen sich folgendermaßen unterteilen: a) Aufstellen des Gebläses auf gurnmi-elastischen Maschinenfüßen; b) Saug- und Druckschalldämpfer in der zuführenden und abführenden Rohrleitung; c) Schallhaube über dem Gebläseaggregat. Die gummi-elastischen Maschinenfüße a) vermeiden die direkte Schallübertragung auf das Gebäude. Die Saug- und Druckschalldämpfer b) haben die Aufgabe, den Schallpegel im Luftstrom herabzusetzen. Sie sind möglichst nahe am Gebläse angeordnet und bisweilen in die Gebläsestation integriert. Die Schallhaube c) setzt die Schallabstrahlung vom Gebläse in die Atmosphäre herunter.
Bild 6.30 Absorptions-Schalldämpfer für Drchkolbc'tigebläse nach [6.6]
•
1 /\ — 1
YA j r//i
6.4.3.1
¥
'
l
r V/Ä i M
schalldämmender Füllstoff
Absorptionsschalldämpfer
Der Absorptionsschalldämpfer (Bild 6.30) arbeitet wirksam bei Frequenzen über 300 bis 400 Hz. Dabei wird die Rohrleitung in Lochblech ausgeführt, mit einem Mantel größeren Durchmessers umgeben und der Zwischenraum zwischen Lochblech und Mantel mit einem schalldämmenden Füllstoff ausgefüllt. Dieser Füllstoff absorbiert die Schallenergie durch innere Reibung. Auf der Saugseite wird als Dämmstoff bevorzugt Polyurethanschaum (Moltopren) und auf der Druckseite Aluminiumwolle eingesetzt. Mineralische Fasern (Steinwolle, Glaswolle u.a.) haben sich nicht bewährt, da die Fasern durch die Reibung zerfallen und ins Fördergut gelangen. Nach [6.6] bestimmen folgende Faktoren die Wirksamkeit des Schalldämpfers: D Der Dämmstoffsoll einen guten Schallabsorptionsgrad bei den wesentlichen Störfrequenzen haben. D Die Dämpferlänge darf nicht zu klein sein. D Die Stärke der Auskleidung ist optimal, wenn sie 1/4 der Wellenlänge der Störfrequenz beträgt.
169
Bild 6.31 Resonanzschalldämpfer für Drchkolbengebläse nach [6.6]
tJ.
1. Kammer
2. Kammer
3. Kammer
Bild 6.32 Schallgedämpfte Gcbläsestationen a) für Sauggebläse b) für Druckgebläse a Drehkolbengebläse b Antriebsmotor c Absorptionsschalldämpfer d Resonanzschalldämpfer (nach Bedarf) e Schallhaubc (nach Bedarf)
6.4.3.2
Resonanzschalldämpfer
Um die oft sehr störenden Frequenzen unter 400 Hz zu absorbieren, setzt man Resonanzschalldämpfer ein (Bild 6.31). Dieser arbeitet nach dem Prinzip, daß sich die Schallwellen durch gezielte Überlagerungen aufheben. Gewöhnlich besteht ein Resonanzschalldämpfer [6.6] aus drei Kammern. Diese werden auf die Drehzahl des Gebläses und damit auf die abgestrahlte Frequenz ausgelegt. Daneben hat die Lufttemperatur, die Gaskonstante und die Nennweite des Durchgangsrohrs eine Bedeutung für die Ausführung. Folglich muß jeder Resonanzschalldämpfer auf das Gebläse und dessen Betriebsdaten ausgelegt werden. 6.4.3.3
Schallhaube
Die Schallemission nimmt zu mit der Drehzahl und der Druckerhöhung des Gebläses. Um den Anforderungen des Umweltschutzes (TA Lärm) gerecht zu werden, ist es häufig erforderlich, die Abstrahlung des Schalls in die Luft durch eine Schallhaube über dem gesamten Gebläseaggregat zu vermindern. Bild 6.32 a und b zeigt den Einsatz einer Schallhaube für eine Saug- und eine Druckgebläsestation. Wenn in der Ansaugleitung keine Teile zum Schwingen erregt werden können, kann beim Sauggebläse auf einen saugseitigen Absorptionsschalldämpfcr verzichtet werden. Der Resonanzschalldämpfer ist nur für große Gebläse erforderlich. Unter der Schallhaube muß die entstehende Wärme abgeführt werden. Dafür wird die Schallhaube durch schallgedämpfte Schlitze belüftet. Zur Belüftung wird häufig der axiale, auf der Motorwelle sitzende Kühlventilator des Antriebsmotors eingesetzt.
Bild 6.33 Schallpegel für das Drehkolbengebläse nach Bild 6.25 im Druckbetrieb, gemessen im Freien im Abstand l m. Einsatz eines Absorptions-Schalldämpfers saugund druckseitig mit und ohne Schallhaube
I^U
dB(A) 100
ohne Schallhaube / mit Schallhaube / / _
1
L
l
80 i
3)
1 60 C ) \
l 3
40 20
0
1000 300
1500 1000min '1500 Drehzahl *• 300 800 mbar 800 Druckerhöhung *-
171
Wie eingangs erwähnt wurde, ist ohne jegliche schalldämmende Maßnahme der Betrieb eines Drehkolbengebläses unerträglich. Gewöhnlich ist zu entscheiden, ob eine Schallhaube einzusetzen ist oder nicht. Die Lärmentwicklung mit Schallhaube wird bei fachgerechter Ausführung um etwa 15 bis 20 dB(A) gesenkt [6.6]. Einige Schallemissionswerte für das in Bild 6.27 beschriebene Drehkolbengebläse zeigt Bild 6.33. Daraus geht der wesentliche Einfluß der Schallhaube hervor, während der Schallpegel mit der Druckerhöhung und der Drehzahl nur leicht ansteigt.
6.5
Schraubenverdichter
Der Schraubenverdichter ist einer von mehreren möglichen Luftverdichtern. Gegenüber anderen Bauarten (Kolbenverdichter, Zellenverdichter, Turboverdichter u.a.) hat sich der Schraubenverdichter aus folgenden Gründen für die Luftversorgung von pneumatischen Eörderanlagen bewährt: D kein Verschleiß infolge von berührungslosem Abwälzen von Haupt- und Nebenkolben, D konstruktiv einstellbare innere Verdichtung, D hohe Drehzahlen (bis 15000 min" 1 , da die Kolben nur eine Drehbewegung und keine Hubbewegung ausführen, D geringe Abmaße infolge der hohen Geschwindigkeiten. Diese Vorteile werden durch hohe Präzision bei der Eertigung und Ausnutzung der Werkstoffeigenschaften erreicht. 6.5.1
Funktion
In Abschnitt 6.4.1 wurde das Drehkolbengebläse mit einer Zahnradpumpe verglichen, bei der die beiden geradverzahnten Zahnräder nur zwei Zähne haben. Führt man die Zahnräder mit Schrägverzahnung aus, dann entwickelt sich das Drehkolbengebläse zum Schraubenverdichter (Bild 6.34). Die gegeneinander drehenden Rotoren schließen zwischen sich und dem doppelt zylindrischen Gehäuse ein wendeiförmiges Luftvolumen ein. Dieses wird mit fortschreitender Drehung durch das Ineinanderkämmen der Rotormarine zur Saugseite hin abgeschlossen. Dabei wird es so weit verdichtet, bis die an der Stirnseite der Kolben liegenden Druckschlitze öffnen, so daß die vorverdichtete Luft ausströmen kann. Diese Vorverdichtung unterscheidet den Schraubenverdichter vom Drehkolbengebläse, wo die Luft erst durch den Überdruck der Druckseite und dann plötzlich verdichtet wird. Haupt- und Nebenkolben haben gewöhnlich unterschiedliche Zähnezahlen und damit zwangsläufig auch unterschiedliche Drehzahlen (Bild 6.35). Kleinere Zähnezahlen (3 und 4) bringen pro Umdrehung ein größeres Fördervolumen als größere (4 und 6 oder 5 und 7) und werden für geringere Druckdifferenzen eingesetzt.
172
Bild 6.34 Die beiden Rotoren eines Schraubenverdichters [6.7] (Werkbild Aerzener Maschinenfabrik)
Bild 6..55 Kolbenprofile von Schraubenverdichtern [6.7]
Hauptkolben
Nebenkolben
173
6.5.2
Druckerhöhung
6.5.2.1
Druckverhältnis p i / p t
Um die Leckluft von der Druck- zur Saugseite klein zu halten, wurden die Spaltlängen in Bild 6.35 möglichst groß gewählt. Gewisse Mindestspaltweiten sind durch die Fertigung bedingt, wenn die Kolben nicht aneinander und am Gehäuse anlaufen sollen. Dazu kommen die Spaltveränderungen durch Temperaturdifferenzen. Um den Vorgang der Wärmeausdehnung kalkulierbar zu machen, wird die Verdichtungsendtemperatur auf 250 °C begrenzt [6.7]. Diese Endtemperatur entspricht bei 20 °C Anfangstemperatur nach Gl. 6.8 einem Druckverhältnis pjp\ = 4,5 bei isentroper Verdichtung. Ist der Ansaugdruck p\ = po = l bar, läßt sich damit ein Überdruck von 3,5 bar erreichen. Gewöhnlich wird ein Überdruck von 3 bar realisiert. Zweistufig mit Zwischenkühlung erhält man theoretisch ein Druckverhältnis von: p1:p] = (4: 1)2 = 1 6 : l
Ausgeführt werden Verdichter mit zweistufigen Verdichtungsdrücken bis zu l : 11,5 [6.7]. Mit Öleinspritzung in den Verdichtungsraum, wodurch auch noch die Dichtheit der Spalte verbessert wird, erreicht man bei annähernd isothermer Verdichtung und Endtemperaturen unter 90 °G ein Druckverhältnis von
Da das Öl in der Druckluft auch nach einem Ölabscheider noch in minimaler Menge vorhanden ist, wurden Schraubenverdichter mit Wassereinspritzung zur K ü h l u n g bis z,u einem Druckverhältnis von l : 6 entwickelt [6.7]. 6.5.2.2
Das reale Druck-Volumen-Diagramm
Wie ein Beispiel in Bild 6.3 (Punkt A) zeigt, erfolgt die Verdichtung des Schraubenverdichters mit einem Polytropenexponent « n u r wenig über dem Adiabatenexponent n = K = 1,4 für Luft (s. hierzu auch Abschnitt 6.5.3). Längs diesem Exponenten n i m m t das verdichtete Volumen mit steigendem Druck ab, bis die stirnseitigen Druckschlitze bei dem eingebauten Verdichtungsverhältnis öffnen. Ist nun der Gegendruck im System noch etwas höher, z. B. anstatt 2 bar 3 bar Überdruck, dann wird die restliche Druckerhöhung wie beim Drehkolbengebläse, also annähernd isochor, erreicht. In Bild 6.36 ist dieses Beispiel aufgetragen: Die adiabate Verdichtung von G nach B auf 4 bar absolut erfordert nur unwesentlich weniger mechanische Arbeit als die adiabate Verdichtung von G nach A und die anschließende isochore Verdichtung von G nach C, nämlich die Fläche ABC. Würde vom Druck l auf den Druck 4 bar isochor verdichtet, wäre gegenüber der adiabaten Verdichtung eine zusätzliche Arbeit entsprechend der Fläche GFB zu leisten. Diese setzt sich in Wärme um. Sie ist ein Vielfaches der Fläche ABC.
174
Bild 6.36 Druckcrhöhung eines Verdichters in Abhängigkeit vom spezifischen Volumen bei unterschiedlichem Gegendruck
bar
p, = 4
p -v*= const.
0
0
0,2
0,4
0,6
rrvVkg
spezifisches Volumen VL
1,0 *•
Gesetzt den Fall, die Druckstufe des Verdichters ist auf 4 bar absolut eingestellt und der Systemdruck, in den der Verdichter die Druckluft liefert, beträgt 3 bar absolut. Dann würde bei der Verdichtung eine Zusatzarbeit entsprechend der Fläche ABDE geleistet. Diese ist größer als die Fläche ABC jedoch kleiner als die Fläche GFB. Daraus folgt, daß bei unsicheren Verhältnissen eine Verdichtung mit eingebauter Druckstufe an der unteren Grenze des zu erwartenden Gegendrucks am sinnvollsten ist.
6.5.3
Kennlinien
Bild 6.37 zeigt den Volumenstrom und die Temperaturerhöhung eines Schraubenverdichters in Abhängigkeit von der Drehzahl bei Druckbetrieb und Bild 6.38 bei Saugbetrieb. Die nahe beieinander liegenden Kurven konstanter Druckerhöhung deuten auf eine steile Verdichterkennlinie Ap(V) hin (s. Bild 6.39). Wie beim Drehkolbengebläse steigt die Temperaturerhöhung mit abnehmender Drehzahl und wachsendem Druck an. Das bedeutet, daß die hohe Drehzahl für den Schraubenverdichter funktionsbedingt erforderlich ist. Da die Temperaturerhöhung nach Gleichung (6.8) eine Funktion des Druckverhältnisses pi/p] und nicht der Druckdifferenz p 2 - p\ ist, erreicht der Schraubenverdichter als Saugverdichter nur unwesentlich höhere Unterdrücke als das Drehkolbengebläse. Das zeigt Bild 6.38. Außerdem wird die Verdichterkennlinie im Saugbetrieb sehr flach, wenn man den Volumenstrom auf den Atmosphärendruck bezieht (Bild 6.39). Beides führt dazu, daß sich bei der pneumatischen Saugförderung das einfachere Drehkolbengebläse gegenüber dem Schraubenverdichter durchgesetzt hat.
175
20
Druckerhöhung \p = p2 — p,
Druckerhöhung Ap
m3/min _t OI
i
p,
0,2
p2
^^^0!4 00,6
16 -^0
_i PO
l ^£i.
0,7
gg§:5>^ ^^^P ^
£
E
0
•2
m E D 0
4
"5
0 10
11
12
13
15 103
min
9
Drehzahl des Hauptkolbens —
10
11
12
13
min ' 15 103
Drehzahl des Hauptkolbens
*-
°C = K
—•
1
Drucke rhöhun g Ap = —__ 1 -— 0,7
h^~
— _~
K^ CT
—— •
,1
0,6
C
o .c
—
100
—^
0,5
0) D
R E
n A
50
0,2
Q
10
11
12
13
15-10 3
min
Drehzahl des Hauptkolbens
0 9
*•
10
11
12
13
Drehzahl des Hauptkolbens
Bild 6.37 Volumenstrom und Temperaturerhöhung eines Schraubenverdichters Typ VM 125 L-2/3 der Firma Aerzener Maschinenfabrik, Aerzen, im Druckbetrieb
min ' 15 103
»•
Bild 6.38 Volumenstrom und Temperaturerhöhung des Verdichters von Bild 6.37 im Saugbetrieb
Bild 6.39
Verdichterkennlinie Ap(V) des Schraubenverdichtcrs nach Bild 6.37
Saugbetrieb, bezogen auf Ansaugzustand
6
8
10
Luftvolumenstrom V
12
16
m3/min
Bild 6.40 Polytropenexponent als Funktion der Drehzahl für den Schraubenverdichter nach Bild 6.37 bei p, = l bar, f>2 = 3,5 bar c
1
0,5
O
Q.
10
11
^2
13 min- 1 15-10 3
Drehzahl des Hauptkolbens
Bild 6.40 zeigt den zu den vorigen Bildern gehörenden Polytropenexponent n in Abhängigkeit von der Drehzahl. Er liegt bei hohen Drehzahlen nur wenig über K und steigt im Vergleich zum Drehkolbengebläse (Bild 6.25) mit abnehmender Betriebsdrehzahl weniger stark an. Allerdings ist die kleinste Drehzahl des hier beschriebenen Verdichters immer noch 5mal so groß wie die größte Drehzahl des Drehkolbengebläses nach Bild 6.25. 6.5.4
Lärmentwicklung
Ähnlich wie beim Drehkolbengebläse sind auch beim Schraubenverdichter Schallschutzmaßnahmen erforderlich. Hier sind vor allem die hohen Frequenzen infolge der hohen Drehzahlen störend. Das führt zum Einsatz von Absorptionsschalldämpfern (s. Abschnitt 6.4.3.1) und einer Schallhaube (s. Abschnitt 6.4.3.3)
6.6
Luftversorgung für pneumatische Förderanlagen
6.6.1
Dezentrale und zentrale Luftversorgung
In einer pneumatischen Saug- oder Druckförderanlage nach Bild 2.30 versorgt ein Gebläse die Förderanlage mit Luft. Dieses Gebläse kann nach den vorangehenden Abschnitten bevorzugt ein Ventilator, ein Seitenkanalgebläse, ein Drehkolbengebläse oder ein Schraubenverdichter sein. Das Gebläse muß in der Lage sein, den nach Kapitel 4 errechneten Differenzdruck als Druckerhöhung sowie den Luftvolumenstrom zu liefern. Außerdem sind in Abschnitt 2.5 eine Anzahl von Kriterien genannt worden, die den Betrieb der pneumatischen Förderanlage begünstigen. In Bild 6.41 sind die Arbeitsbereiche der Gebläse im Druck-Volumenstrom-Diagramm für Förderrohrdurchmesser bis 800 mm bei Flugförderung eingetragen. Dabei ist dem Volumenstrom ein Rohrdurchmesser für die bei Flugförderung häufige Luftgeschwindigkeit von 30 m/s am Förderleitungsende zugeordnet. Dem Ventilator mit
177
Bild 6.41 Arbeitsbereiche der Gebläse für pneumatische Förderanlagen im Druck-Volumenstrom-Diagramm bei Vernachlässigung der Kompressibilität der Luft
bar
3
Schra jbenverdichter CO
2 Seiter kanalgebläse
Q.
Drehkolbenge Dläse
/ /
7 Ventilator
j/
'
ISffiBSS ! ; ;i
1 .itsi;- " ' '
Hiil
3C)0
0
6()0
5 10 Luftvolumenstrom VL
m3/min m3/s
0 200 400 600 mm Rohrdurchmesser d bei Flugförderung —
9C
15
800
großer Luftmenge bei kleiner Druckerhöhung steht der Schraubenverdichter mit großer Druckerhöhung bei relativ kleinen Luftmengen gegenüber. Das Drehkolbengebläse liegt in seinen Werten dazwischen. Einen kleinen Bereich versorgt das bisweilen aus Preisgründen in bestimmten Anlagen eingesetzte Seitenkanalgebläse. Sind nun in einer Gesamtanlage mehrere pneumatische Förderanlagen, die gleichzeitig oder nacheinander betriebsfertig sein sollen, stellt sich die Frage, ob jede Anlage mit eigenem Gebläse betrieben werden soll, oder ob eine zentrale Luftversorgung einzusetzen ist. Bei Förderung mit Luft aus der Atmosphäre werden häufig Einzelgebläse eingesetzt. Dabei kann jedes Gebläse auf den erforderlichen Differenzdruck ausgelegt werden, wodurch der gesamte Leistungsbedarf kleiner wird. Wird unter Schutzgas (s. Abschnitt 3.4.2) gefördert, oder ist in einem Produktionsbetrieb eine zentrale Luftversorgung mit der erforderlichen Reserve bereits installiert, dann läßt sich diese auch für den Betrieb der einzelnen Förderstränge einsetzen. Dabei sind die folgenden Abschnitte zu berücksichtigen.
178
Bei einer zentralen Luftversorgung arbeiten ein oder mehrere Gebläse auf einen unter Druck stehenden Speicher, der oft «Windkessel» genannt wird. Bei einem Minimaldruck schalten die Gebläse in bestimmter Reihenfolge ein. Ist der Maximaldruck erreicht, werden sie in ähnlicher Folge wieder abgeschaltet. Die Größe des Windkessels richtet sich nach der Schalthäufigkeit der Ventile. Wegen der Beanspruchung der Ventile soll eine Taktzeit von etwa 30 s nicht unterschritten werden. Bei maximalem Luftmengenstrom darf der Minimaldruck nicht unterschritten werden. 6.6.2
Druckluftaufbereitung
In Hinblick auf die Qualität des Förderguts und die gesicherte Funktion der Förderanlage werden an die Qualität der Druckluft allgemeine Anforderungen gestellt. Diese können unter gewissen Einsatzbedingungen noch wesentlich konkretisiert und verschärft werden. Allgemeine Bedingungen sind: H saubere Luft am Saugstutzen des Gebläses; D Maximaltemperatur der Druckluft (z. B. 60 °C bei pneumatischer Förderung von Kunststoffen); D maximale Restfeuchte der Druckluft; ü kein Wasserkondensat in der Druckleitung; D kein oder minimales Restöl in der Druckluft (z.B. in der Nahrungsmittelindustrie). Zum Schutz des Gebläses befindet sich meistens am Ansaugstutzen ein Filter. Das Filtermedium muß entweder öfters gereinigt oder ständig automatisch weitertransportiert werden. In Abschnitt 3.4.4 wurde der Wasserausfall bei feuchter Luft bestimmt. Je niedriger die Lufttemperatur und je höher der Druck ist, desto eher wird der Taupunkt der feuchten Luft erreicht. Da der Wasserausfall in mehrfacher Weise unerwünscht ist, ist es das Ziel der Luftaufbereitung, die Betriebsluft so weit hcrunterzutrocknen, daß der Taupunkt im weiteren Verlauf der Anlage nicht mehr unterschritten wird. Dazu werden verschiedene Verfahren eingesetzt. Kältetrockner Mit Hilfe eines Nachkühlers wird die Luft auf 2 bis 4 °C gekühlt. Dadurch fällt insbesondere bei Druckluft ein großer Teil des Wassers aus. Nach Bild 3.17 kann auf diese Weise beispielsweise der Taupunkt von Druckluft mit 6 bar und 100% Feuchtigkeit auf — 20 °C herabgesetzt werden. Die obige Temperatur darf nicht weiter unterschritten werden, weil sonst das ausgefallene Wasser vereist. Adsorptionstrockner Im Adsorptionstrockner strömt die feuchte Luft durch ein hygroskopisches Schüttgut, wie z. B. Silikagel. Dieses Medium bindet das Wasser physikalisch durch Anlagerung. Bei Erwärmung wird das Wasser wieder abgegeben. Wird der Adsorber wechselweise von der zu trocknenden Luft und von Warmluft durchströmt, dann geht die Feuchtigkeit
179
kontinuierlich von der Förderluft an die Regenerierluft über. Das läßt sich durch zwei wechselseitig beaufschlagte Behälter machen. Andere Verfahren verwenden einen mit Adsorptionsmittel angefüllten Ringbehälter, versetzen ihn in langsame Drehung und beaufschlagen ihn auf der einen Seite mit Betriebsluft und auf der anderen mit Regenerierluft. Absorptionstrockner Im Absorptionstrockner wird die Luftfeuchtigkeit chemisch gebunden. Das Absorptionsmittel kann ein Schüttgut (z.B. dehydrierte Kreide) oder eine Flüssigkeit (z.B. Schwefelsäure) sein. Die flüssigen Absorptionsmittel sind technisch am besten zu handhaben. Die Betriebskosten für die Lufttrocknung betragen bei Kältetrocknung etwa 10%, bei warm regenerierten Adsorptionstrocknern etwa 15% und bei den Absorptionstrocknern 25 bis 35% der Energiekosten zur Erzeugung der Druckluft. 6.6.3
Luftvolumenstromregelung
Will man aus einer zentralen Luftversorgung Luft entnehmen, genügt es gewöhnlich nicht, wenn man nur ein Ventil wie einen Wasserhahn ganz oder teilweise öffnet. Für eine pneumatische Förderanlage soll nach Abschnitt 2.5 die Kennlinie der Luftversorgung möglichst steil sein. Es soll bei höherem, niedrigerem oder schwankendem Gegendruck in der Förderleitung eine konstante Luftmenge in die Förderanlage fließen. Das läßt sich
Fördergut-
Bild 6.42 Luftvolumenstromregelung als Einheitssignalrcgelung a Mefsblende b Meßumformer
Einschleusung
t Regler d StcuersignalumFormer e Stellglied
durch eine Luftvolumenstromregelung erreichen [6.8J. In Bild 6.42 ist eine Meßblende eingesetzt, deren Wirkdruck ein Maß für die Luftmenge ist. Das Meßsignal wird umgeformt, vom Regler verarbeitet und über einen Steuersignalumformer an ein Stellglied, z. B. ein Ventil in der Luftleitung, gegeben. So kann eine bestimmte Luftmenge eingestellt und unabhängig von eventuellen Gegendrücken gehalten werden. Wichtig ist dabei ein schnelles Regelverhalten bei schwankenden Drücken. Dem Nachteil erhöhter Investitionskosten (z.B. 30000 DM) steht der Vorteil eines geringen Energieverlustes gegenüber, der bisweilen zu geringeren Kosten für den Verdichter geführt hat [6.8].
180
6.6.4
Luftmengenregelung mit Lavaldüse
In den letzten Jahren hat sich die Lavaldüse besonders wegen ihrer einfachen Bauweise bewährt, mit der eine senkrechte Kennlinie im Zustandsdiagramm erreicht wird. Bild 6.43 Strömung von Luft aus einem Druckbehälter
6.6.4.1
Theoretische Grundlagen
Luftmassenstrom Strömt Luft aus einem Behälter ins Freie (Bild 6.43), dann gilt mit den von W. BOHL [6.9] zusammengetragenen Beziehungen: l- 6.21}
m\_ = u • A • Dabei ist die Funktion K
¥
=
(Gl. 6.22)
K-\
mit:
Adiabatenexponent
A = -r dl [i
Austrittsquerschnitt gleich engster Querschnitt Ausflußzahl als Produkt aus einem Geschwindigkeitsbeiwert und der Strahleinschnürung
Es hat sich gezeigt, daß der Idealwert// = l durch günstige Gestaltung des Einlaufs in die Lavaldüse annähernd erreicht werden kann [6.10]. Das kritische Druckverhältnis Die Abhängigkeit des Luftmassenstroms mL nach Gl. 6.21 vom Druckverhältnis pjp\ zeigt Bild 6.44. Ist kein Überdruck im Kessel (p, = p[), ist der Luftmassenstrom gleich 0. Ebenso dann, wenn p\ = 0 ist. Dazwischen verläuft m\ als Glockenkurve. Bei pi= l bar steigt OT L mit zunehmendem Druck pt an bis zu einem Maximum: m L = wLmax
181
physikalische Funktion
Bild 6.44 Abhängigkeit des Luftmassenstroms m\ vom Druckverhältnis pilp\ beim Ausströmen von Luft aus einem Druckbehälter
i , m,,
E o
/ theoretiscüe /"" Funktior
W
W ro E
'P2
,Pl,/ K r "
Druckverhältnis p2/p. Dabei ist: = Vmax = 0,484 für Luft
(Gl. 6.23)
Bei diesem Wert wird im engsten Querschnitt die Schallgeschwindigkeit erreicht. Diese entspricht einem kritischen Druckverhältnis
(Gl. 6.24)
-^ = 0,528 Pi Bei p2 = l bar folgt dann für den Innendruck:
l
Pi = 0,528 = 1,894 bar absolut Rechnet man noch kleine Druckverluste durch die Strömung hinzu, dann ist zum Erreichen der Schallgeschwindigkeit beim Ausströmen von Luft in die Atmosphäre ein Überdruck von etwa l bar erforderlich. Steigt der Druck p\ im Behälter weiter, d. h. wird , dann ergäbe sich nach den Gl. 6.21 und 6.22 ein abnehmender Gutmassenstrom. Das ist jedoch nicht möglich, vveil mit dem Auftreten der Schallgeschwindigkeit im Lavaldüsenquerschnitt die Verhältnisse von außen (pi) sich nicht mehr auf die Verhältnisse nach innen auswirken können; denn diese Übertragung kann ja auch nur mit Schallgeschwindigkeit erfolgen. Deswegen bleibt im Bereich des Druckverhältnisses C 0 < -\ P H
der Luftmassenstrom WL = m\
182
max
= konst.
In diesem Bereich arbeiten die Lavaldüsen für pneumatische Förderanlagen. Das hat den Vorteil, daß dann der Luftmassenstrom und damit die Luftgeschwindigkeit (bezogen auf Atmosphärendruck) nicht mehr vom schwankenden Druck in der Förderleitung abhängen. Die «Gebläsekennlinie» verläuft absolut senkrecht zur Abszisse. Die hohe Luftgeschwindigkeit im Lavaldüsenquerschnitt (Schallgeschwindigkeit) wird durch einen Diffusor von etwa 10° Zentriwinkel wieder in Druck umgesetzt. Dieser Druck steht für die Förderung bei konstanter Luftgeschwindigkeit (bezogen auf den Atmosphärendruck) zur Verfügung. Lavaldüsendurchmesser Es gelten für die Lavaldüse m einer pneumatischen Druckförderanlage folgende Verhältnisse: m l = >«Lmax Jl~ l
und: ¥ = Vau* = Um den Luftvolumenstrom bei Atmosphärenzustand zu erhalten, wird der Zustand l isotherm auf den Zustand 0 nach Gl. 4.5 umgerechnet: P\ Qu
=
Po QLO
>«Lm.,x = 6>LO ' Vo
Mit diesen Beziehungen erhält man für den Lavaldüsendurchmesser aus Gl. 6.21:
du, = ^ l—^* -x/l• ,o • P, n - y / n „ x - p i V 2 'e
«a- 6 - 25 >
Aus Gl. 6.25 folgt, daß der erforderliche Durchmesser der Lavaldüse proportional zur Wurzel aus dem Luftvolumenstrom V() ist, wenn der Vordruck p\ vor der Lavaldüse konstant bleibt. Ist der Durchmesser c(r.lv einer Lavaldüse festgelegt, dann wächst der Luftvolumenstrom VQ proportional zum Vordruck pt. Das gilt jedoch nur, solange das Druckverhältnis
6.6.4.2
Messungen an Lavaldüsen
Die Theorie zu Abschnitt 6.6.4.1 konnte unter anderem in [6.10] durch Messung bestätigt werden. Man kann davon ausgehen, daß Lavaldüsen für beliebige Luftvolumenströme V u nach Gl. 6.25 ausgelegt werden können.
183
Bild 6.45 Luftvolumenstrom einer Lavaldüsc mit 3,5 mm Düsendurchmesser nach Bild 6.46 m Abhängigkeit vom Druckverhältnis p± lp\ bei pi = pa = \ bar und verschiedenen Düsenvordiückenpj nach 6.10
.6 bar
40
mf h
5 bar
30
4 bar
E o 20
3 bar
p, = 2 bar 10
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Druckverhältnis p^p, -
Bild 6.46 Bild 6.45
Ausführung einer I.avaldüse zu
Bild 6.45 zeigt Meßergebnisse aus [6.10] für Lavaldüsen nach Bild 6.46. Der waagerechte Verlauf des auf den Atmosphärendruck bezogenen Luftvolumenstroms bis zum Druckverhältnis /;h : p\ = 0,85 zeigt, daß Druckschwankungen von pi bis zu diesem Druckverhältnis den Luftvolumenstrom nicht beeinflussen. Das heißt, bis dahin ist die «Gebläsekennlinie» nach Abschnitt 2.5 absolut senkrecht. Die Zunahme des Luftvolumenstroms mit dem Lavaldüsenvordruck p\ wird dazu verwendet, über einen Druckregler, der /?| regelt, den Luftvolumenstrom und damit die Luftgeschwindigkeit in der Förderleitung in gewissen Grenzen einzustellen. 6.6.4.3
Ausführung
Die Lavaldüse nach Bild 6.46 mit Gl. 6.25 ist einfach auszuführen und herzustellen. Der Lavaldüsendurchmesser liegt je nach Luftvolumenstrom und Düsenvordruck für pneumatische Förderanlagen in den Bereichen zwischen Ji.lv = 3 mm und dL.M. = 25 mm
184
Es ist auf konischen Einlauf und auf eine glatte Oberfläche des Erweiterungskonus zu achten. Zur Vermeidung unnötiger Druckverluste sollten die Strömungsgeschwindigkeiten in den zu- und abführenden Leitungen bei druckloser Strömung nicht über 30 m/s und in der Druckluft entsprechend geringer sein. Da nach Bild 6.45 der Düsenvordruck p\ in den Luftvolumenstrom Vlt eingeht, ist vor die Lavaldüse stets ein Druckregler einzubauen. Diese Druckregelung, die zu einer senkrechten Kennlinie führt, zeigt Bild 6.47a. Hier regelt das Stellventil den Düsenvordruck und damit die Luftgeschwindigkeit auf einen konstanten Wert. Wird wie bei Bild 6.47b der Druck nach der Lavaldüse, d.h. zu Beginn der Förderung, als Stelldruck auf den Regler gegeben, steigt mit zunehmendem Förderleitungsdruck der Düsenvordruck und damit der Luftvolumenstrom. Die «Gebläsekennlinic» ist «mehr als senkrecht» (Bild 6.48). So kann selbst ein mit der Verstopfung senkrecht ansteigender Druck in der Anlage noch durch einen reellen Schnittpunkt zwischen Gebläse- und Anlagenkennlinie beseitigt werden. Damit ist die Lavaldüse zur Luftmengenregelung an pneumatischen Förderanlagen ein einfaches, billiges und betriebssicheres Gerät zur Einstellung der Luftgeschwindigkeit. Sie liefert die optimale «Gebläsekennlinie». So konnte bei kleinen Luftgeschwindigkeiten der Luftverbrauch beim Einsatz einer Lavaldüse auf bis zu 60% gegenüber dem Gebläsebetrieb gesenkt werden. Bild 6.47 a) und b): Zwei Arten der Luftmengenregclung mit Lavaldüscn Druckluftnetz Druckregler Lavaldüse Einschleusung a)
b)
Bild 6.48 Kennlinien ?.u Bild 6.47 a) und b)
Luftmengenregelung nach Bild 6.47a
Betriebspunkt
Luftmengenregelung nach Bild 6.47b
D
Luftvolumenstrom (Luftgeschwindigkeit)
185
7
Einschleusung in pneumatische Förderanlagen
Gewöhnlich befindet sich das Fördergut vor und nach der Förderung in der Atmosphäre bei Atmosphärendruck. In der Förderanlage herrschen nach Abschnitt 2.4 unterschiedliche Drücke. Sie können sowohl höher sein als der Atmosphärendruck (in der Druckanlage) als auch niedriger (in der Sauganlage}. Ohne gezielte Maßnahmen ist es nicht möglich, das Fördergut in die Druckanlage einzuschleusen oder es aus der Sauganlage auszuschleusen. In diesem Kapitel soll im wesentlichen die Einschleusung behandelt werden. Die Ausschleusung kann mit dem Wissen über die Schleusen analog durchgeführt werden. Die Entwicklungen der Schleusen wurden in den letzten 50 Jahren in der Industrie durchgeführt. Diese Aufgabe gehört zu den anspruchsvollsten auf dem Gebiet der pneumatischen Förderung. In den Abschnitten 7.2 bis 7.8 wird versucht, die im Anlagenbau eingesetzten Schleusen zu systematisieren, zu beschreiben und gegen andere Verfahren abzugrenzen.
7.1
Aufgabe der Einschleusung
7.1.1
Schleusenfunktion
Das Wort Schleuse kommt von der Jahrtausende alten Technik der Schiffahrt. Das Schiff in Bild 7.1 kann stromaufwärts nur alleine schwimmen, wenn seine Geschwindigkeit deutlich größer als die Strömungsgeschwindigkeit des Wassers ist (Bild 7. l a). Sonst muß es durch eine Schleuse auf das höhere Energieniveau gebracht werden (Bild 7. I b ) .
Bild 7.1 Schiffahrt stromaufwärts a) ohne Schleuse, b) mit Schleuse
Vorwärtsbewegung des Schiffes, wenn v — c> 0 a)
187
Der höhere Wasserstand im Fluß entspricht dem Überdruck in einer pneumatischen Druckförderanlage am Punkt der Einschleusung. Allerdings ist es nach Bild 7.2 nicht möglich, ein Schüttgut ohne jegliche Schleuse in die Förderleitung einzuschleusen. Die Luft würde durch den Schleusenschacht entweichen und das Schüttgut am Eintreten hindern. Ohne Förderluft ist dann keine Förderung möglich. Der Verfasser hatte einmal die Aufgabe, zu untersuchen, warum eine pneumatische Saugförderanlage für Sägespäne nach einem Vierteljahr Betrieb nicht mehr arbeitete. Die Sägespäne wurden von der Zellenradschleuse nach der Förderung von Zechenkoks nicht mehr ausgetragen. Die Ursache konnte darin gefunden werden, daß der verschleißfreudige Zechenkoks die Schleusenspiele derart vergrößert hatte, daß die Schleusenleckluft dem Fördergut mit einer Geschwindigkeit von l m/s entgegenströmte. Dadurch staute sich die einfallende Strähne auf und erreichte die Schleuse gar nicht mehr. Bild 7.2 Unmöglichkeit der Einschleusung in eine pneumatische Druckförderanlage ohne Schleuse
Damit hängt die Schleusenfunktion wesentlich von der dem Fördergut entgegenströmenden Schleusenleckluft ab. Die Leckluftströmung ist wiederum sehr verschieden bei den Schleusenprinzipien nach den Abschnitten 7.2 bis 7.8. 7.1.2
Dosierfunktion
Bei der Planung einer pneumatischen Förderanlage muß geklärt werden, ob die Schleuse den Gutmassenstrom einstellen, d.h. dosieren, soll, oder ob das Fördergut bereits dosiert ankommt. Linen bereits dosierten Gutmassenstrom darf man kein zweites Mal dosieren. Sonst besteht die Gefahr eines Rückstaus. Der Anlagenbauer weiß, daß bei mehreren hintereinander geschalteten Verfahrens- und Fördersystemen die Dosierung am Anfang erfolgen muß. Alle nachfolgenden Systeme müssen in der Lage sein, den anfangs eingestellten Gutmassenstrom (oder mehr) fördertechnisch zu ermöglichen. Es gibt jedoch auch Einsatzfälle, wo die Schleuse der pneumatischen Föreranlage den Gutmassenstrom einstellt, d.h. dosiert. Nicht jedes Schleusenprinzip ist für die Dosierung geeignet. Für Dosierzwecke ist die Zellenradschleuse und der Schneckenförderer einsetzbar. Bei rieselfähigem Schüttgut wird oft auch ein Dosierschieber oder eine Schwingrinne eingebaut. Diese Dosierorgane werden den Schleusen vorgeschaltet. So trennt man z. B. beim Bunkerabzug aus einem Silo bisweilen die Schleusenfunktion von der Dosierfunktion. Einige Beispiele, wo Schleusen- und Dosierfunktion bei der pneumatischen Förderung vorhanden sind oder fehlen, zeigt Bild 7.3. Es ist ersichtlich, daß die Schleusenfunktion jeweils an der Einschleusung in pneumatische Saugförderanlagen fehlt (a, b und c). Wie m Abschnitt 2.4 beschrieben wurde, verlagert sich bei der Sauganlage die Schleusenfunktion an die Abscheidung, weil dort die Druckdifferenz zur Atmosphäre auftritt. Bei der Umluftanlage (Bild 7.3b) ließe sich durch Versetzen der Zellenradschleuse von der
188
Anlage
Einsch eusung
Schema
Dosierfunktion
Schleusenfunktion
nein
nein
nein
nein
ja
nein
-©-j—i Zentrale Staubsauganlage
U V
J JJ &/ \=S j=S \
a)
,, . Schrotmühle i Umluftanlage für Malzschrot
T
'
1
f
y
j-
^\y tjt H
ii
b)
-* Schiffsentladeanlagefür Getreide
c)
©—n
u
JL > Polymerisation
^ 0°c OÖ^).-
Druckförderanlage für PE-Pulver
,§§* | 00
^.Dcßp
i X^
d)
ja (druckgeregelt)
ja
Homoge nisiers ilo
ifi """ /yN \G'
W—*-
ja
—»>
W—».
0
Druckförderanlage für Ruß
nein
P«v
—»•
t
| | C^-: \AAJ-
e) Bild 7.3 Beispiele von pneumatischen Förderanlagen mit und ohne Schleusen- und Dosierfunktion, aus [7.1]
189
Ausschleusung zur Einschleusung aus der Sauganlage eine Druckanlage machen. Diese Anlage konnte der Verfasser erst dadurch funtionsfähig machen, daß er die ursprünglich vorhandene zusätzliche Zellenradschleuse an der Einschleusung entfernen ließ. Die Druckförderanlage (7.3e) neigt zum Verstopfen durch Anlagerung des schwer zu fördernden Rußes an den Wänden der Förderleitung. Der Gutmassenstrom wird so geregelt, daß die Zellenradschleuse ausschaltet, wenn der Druck in der Förderleitung ein Maximum erreicht. Bei einem einstellbaren Druckminimum schaltet sie wieder ein. Dieses Minimum stellt sich dann ein, wenn die Förderleitung wieder freigeblasen ist. Hier darf man allerdings nicht den Fehler machen, die Schleuse zu groß auszulegen; denn der Leerblasvorgang der Förderleitung erfolgt stets bei geringerem Gutmassenstrom als die stetige Förderung.
7.2
Saugdüse
7.2.1
Funktion und Bedienung
Nach Bild 7.3c hat die Saugdüse keine Schleusenfunktion, sondern nur eine Dosierfunktion. Diese Dosierfunktion ist jedoch bei Sauganlagen besonders wichtig, da eine Sauganlage leichter verstopft als eine Druckanlage (s. Kapitel 2, 4 und 6). Die Saugdüse ist besonders geeignet, Schüttgut von der Halde, aus dem Waggon oder aus dem Schiff aufzunehmen. Dabei ist die Aufgabe des Bedieners, den Gutmassenstrom einzustellen. Das erfolgt am Beispiel von Bild 7.4 über die Zusatzluft. Wird die verdrehbare Schlitzmanschette so eingestellt (Bild 7.4a), daß die Schlitze im Rohr verdeckt sind, ergibt sich der maximale Gutmassenstrom. Dabei wird die gesamte Förderluft durch das Schüttgut gesaugt. Werden alle Schlitze im Rohr durch die Manschette freigegeben (7.4b), wird die maximal mögliche Zusatzluft durch die Schlitze und die minimal mögliche Luft durch das Schüttgut gesaugt. Dabei erhält man den minimal möglichen Gutmassenstrom. Der ßediener einer derartigen Saugförderanlage hat nun die Öffnungsschlitze so einzustellen, daß die Saugdüse den projektierten Gutmassenstrom dosiert.
tl
k
b)
a)
190
tt
Bild 7.4 Dosierung einer lotrechten Saugdüse mit Einstellung des Gutmassenstroms durch eine verdrehbare Schlitzmanschette (Schlit/.saugdüse) a) hei maximalem Gutmassenstrom b) bei minimalem Gutmassenstrom
Die Saugdüsen sind so konstruiert, daß der Gutmassenstrom ohne ständiges Nachstellen durch den Bediener kostant bleibt. Nur so ist die Funktion der Förderanlage betriebssicher. Der erfahrene Betreiber weiß jedoch, daß eine gezielte Führung der Saugdüse durch den Bediener noch einen größeren Gutmassenstrom ermöglicht. So hat der Verfasser bei Leistungsnachweisen beispielsweise zur Waggonabsaugung von Mais oder zur Büttenabsaugung von Weintrauben stets ohne Saugdüse gearbeitet. Sorgt man dafür, daß genügend Zusatzluft direkt am Rohrbeginn einströmt, dann läßt sich auf diese Weise der maximal mögliche Gutmassenstrom durch ständiges Nachziehen der Saugdüse fahren. Kohäsives Schüttgut nach Bild 3.6b benötigt beim Absaugen manchmal große Losreißkräfte. Diese sind besonders hoch, wenn das Schüttgut unter Druck im Schiff gelagert hat und durch den Seegang noch verdichtet wurde. Bei der Schiffsentladung äußert sich das so, daß das Schüttgut nicht rieselt, sondern in lotrechten, meterhohen Wänden stehenbleibt. Um dieses Schüttgut abzusaugen, ist eine zusätzliche Druckdifferenz für das Losreißen erforderlich. Das führt nach Abschnitt 4.4 zu einer Verminderung des Gutmassenstroms. Wird nun ein Schiff nur noch mit einem Bruchteil des maximal möglichen Gutmassenstroms entladen, erhöhen sich die Liegezeiten und damit die Transportkosten. Deswegen wurden zahlreiche mechanische Auflockerungsvorrichtungen ersonnen, um das Schüttgut vor dem Eintritt in die Saugförderanlage rieselfähig zu machen und den theoretisch möglichen Gutmassenstrom zu erreichen. Die Entwicklung bei der Entladung von Schiffen mit kohäsivem Schüttgut geht dahin, daß man die vorne erwähnten lotrechten Wände durch Schwenken einer starren, waagerechten Saugdüse zum Einsturz bringt. Das einstürzende Schüttgut ist ziemlich rieselfähig und kann von der Saugdüse aufgenommen werden. Heute wird kaum noch Bedienungspersonal eingesetzt, um die schweren Saugdüsen zum Absaugen von Waggons zu bewegen. Dort erreicht man das Entleeren einfacher und schneller mit Waggon-Kippanlagen oder durch den Bahntransport in Selbstentladewagen. Schließlich ist der Transport von Schüttgut in Tankfahrzeugen mit Druckluftentladung inzwischen Stand der Technik. 7.2.2
Bauarten von Saugdüsen
Die Schlitzsaugdüse in Bild 7.4 wird zum Absaugen von rieselfähigen Schüttgütern, z. B. Getreide, aus Schiffen eingesetzt. Sie hängt lotrecht an Schläuchen oder Verlängerungsrohren mit 150 bis 600 mm Durchmesser. Der Durchmesser ist gewöhnlich von Zoll zu Zoll gestuft und auf den nach Abschnitt 4.4 errechneten Durchmesser der Förderleitung abzustimmen. Für die Schlitzsaugdüse bei Schiffsentladung genügt ein Verhältnis der Schlitzfläche zum Rohrquerschnitt von etwa l : 4. Hier ist eine Feindosierung bis zu kleinen Gutmassenströmen nicht gefordert. Die Schlitze haben einen Abstand von 3/4 bis l m vom Guteintritt in die Düse. Damit kann die Saugdüse genügend tief in das Schüttgut eintauchen, ohne daß das Schüttgut in die Schlitze gelangt. Das würde zu einem Ansteigen des Gutmassenstroms und damit zur Verstopfung führen.
191
Bild 7.5 Mantelsaugdüse a) hei maximalem Gutmassenstrom b) bei minimalem Gutmassenstrom
b)
F.in Nachteil der Schlitzsaugdüse ist die geringere Luftgeschwindigkeit in der Düse unterhalb der Schlitze. Diesen Mangel hat die Mantelsaugdüse (Bild 7.5) nicht. Wird der das Rohr umgebende Mantel nach oben gezogen (Bild 7.5a), erhält man bei minimaler Zusatzluft den größten Gutmassenstrom. Ragt er weit über das Rohr nach unten (Bild 7.5b), wird keine Luft durch das Schüttgut gesaugt, und der Gutmassenstrom ist gleich null. Die Saugdüsen nach Bild 7.4 und 7.5 werden bei lotrechter Absaugung häufig mit einem Teleskoprohr zur Verstellung betrieben. Beim Absaugen in der Waagerechten ist die Saugdüse mit der festen Förderleitung durch einen Gummi-Spiralschlauch verbunden. Steckt man nun die gerade Schlitzsaugdüse als Handdüse in einen Schüttguthaufen, saugt sie sich in Kürze frei. Der einseitig schwere Schlauch bringt sie zum Kippen. Dadurch befindet sich die Öffnung nicht mehr im Schüttgut, so daß der Gutmassenstrom gleich null wird. Diese Erkenntnis führte zur Entwicklung der gebogenen Saugdüse nach Bild 7.6. Diese Saugdüse bleibt im Schüttgut bis zum erforderlichen Restesaugen, was ohnehin mit manueller Düsenführung zu erfolgen hat. Bild 7.6 Gebogene Schlitzsaugdüse a I.uftschlit/c b Schieber
192
Bild 7.7 Geteilte Saugdüse a geteiltes Rohr b Dosierschieher c Staublappen d Förderleitung
Für Feindosierungen kleiner Gutmassenströme haben sich die Saugdüsen nach Bild 7.4, 7.5 und 7.6 nicht bewährt. Hier hat die geteilte Saugdüse nach Bild 7.7 Vorteile. Durch die Halbierung des Rohrquerschnitts im Ansaugbereich kann feiner dosiert werden. Die Staublappen an den Ansaugschlitzen verhindern beim plötzlichen Abschalten der Förderung, z.B. bei Saugwaagen, einen Staubaustritt an den Saugschlitzen. Unter Berücksichtigung dieser grundlegenden Vorgänge an den Saugdüsen lassen sich viele andere Dosier- und Förderprobleme lösen. So wurde z. B. die wahlweise und gleichzeitige Förderung von acht verschiedenen Zuckergranulaten mit einer Ventilatorsaugförderung zu sechs Tablettenpressen realisiert. Hierbei ist die Funktion der Saugdüsen allerdings vom Fließverhalten des Förderguts abhängig.
7.3
Transportventilator
7.3.1
Funktion
Über den Transportventilator (Bild 7.8) wurde bereits einiges in Abschnitt 6.2.5 mitgeteilt. Er verbindet die Schleusenfunktion mit der Funktion des Luftversorgers (Druckerhöhung und Volumenstrom). Dabei fehlt allerdings die Dosierfunktion, d.h. der Transportventilator hat stets die Aufgabe, alles dosiert anfallende Fördergut aufzunehmen und zu fördern. Bei der Entwicklung des Transportventilators ging man ursprünglich von einem homogenen Gut-Luft-Gemisch aus, ohne die Grundlagen der pneumatischen Förderung nach Kapitel 2 zunächst zu berücksichtigen. Die Tatsache, daß das Fördergut durchaus nicht gleichmäßig im Luftstrom verteilt ist und zahlreiche Guteigenschaften nach Kapitel 3 grenzen den Einsatz des Transportventilators ein.
193
Bild 7.8 Transportventilator
7.3.2
Einsatzkriterien
Vorteile: Die problemlose Einschleusung in einen großen Luftvolumenstrom führt zur Förderung auch von kohäsiven Schüttgütern. Selbst stark adhäsive Fördergüter, wie Silage in der Landwirtschaft, werden durch besonders gestaltete Laufradformen förderbar. Dabei übernimmt das Gebläse als sogenanntes «Wurfgebläse» die Beschleunigung des Förderguts. Besonders vorteilhaft ist der große Luftvolumenstrom bei vielen Förderaufgaben. Nachteile: Durch die Bauart bedingt hat der Transportventilator folgende Nachteile: D D D D
geringe Druckerhöhung geringe Gutbeladung geringer Gutmassenstrom geringer Förderweg
bis bis bis bis
etwa etwa etwa etwa
Ap // Qs A/
= = = =
40 mbar l 20 t/h 100m (200 m)
Diese Nachteile folgen aus den Eigenschaften des Ventilators. Bei der Entscheidung für einen Transportventilator zur Einschleusung und Förderung eines Schüttguts muß man jedoch auch folgende weitere Nachteile überdenken: D D D D D
großer Energiebedarf, großes Entstaubungsfilter, Förderprobleme bei schwerem Fördergut, Verschleiß des Ventilators bei hartem Fördergut, Gefahr einer Staubexplosion bei der Förderung feiner, brennbarer Stäube.
Die aufgeführten Vor- und Nachteile haben dazu geführt, daß sich der Transportventilator vor allem in der Holzindustrie (Späneabsaugung) bei nicht /.u langen Förderwegen und in der Landwirtschaft (Förderung von Häcksel und Silage) bewährt hat.
194
7.4
Die Injektorschleuse
Injektoren zur Einschleusung des Förderguts wandeln die Druckenergie der Luft am Punkt der Einschleusung in Geschwindigkeitsenergie um. So kann das Fördergut bei Atmosphärendruck vom Luftstrom aufgenommen werden. Nach der Einschleusung wird die Energie wieder zurückverwandelt. Der so erhaltene Überdruck ist gleich dem Druckverlust in der anschließenden Förderleitung. Damit wird aus dem Schleusenproblem ein Strömungsproblem. Man hat zwar keine bewegten Teile im Luftstrom, erhält aber bei relativ kleinen Druckdifferenzen bereits hohe Luftgeschwindigkeiten in der Injektorschleuse. Die strömungs- und schüttguttechnischen Grundlagen des Schüttgutinjektors wurden von mehreren Autoren theoretisch und experimentell untersucht [7.2 bis 7.7].
7.4.1
Funktion
Die Injektorschleuse (Bild 7.9) besteht aus vier Teilen: In der Treibdüse wird der Überdruck in Luftgeschwindigkeiten zwischen etwa 100 m/s und Schallgeschwindigkeit umgesetzt. Dieser Strahl saugt Luft und Fördergut an, bevor er in das Mischrohr (l bis 2) eintritt. Dort wird das aufgenommene Fördergut beschleunigt. Im anschließenden Diffusor (2 bis 3} wird durch die konische Erweiterung von 8 bis 10° Zentriwinkel die kinetische Energie der Luft wieder in Druck umgesetzt.
Bild 7.9 Injcktorschlcuse T Treibdüse T- l Mischkamrner l —2 Mischrohr 2-3 Diffusor 3 —R Förderrohr
Die Luftgeschwindigkeit in der Treibdüse folgt aus Gleichung (6.21) für isentropes Ausströmen. Bild 7.10 zeigt, daß dieselbe bei kleinen Druckdifferenzen Ap1R bis etwa 0,1 bar von der nach Bernoulli (Gleichung 2.1) errechneten Luftgeschwindigkeit kaum abweicht. Immerhin entspricht die Druckdifferenz von ApTR = 0,1 bar bereits einer Luftgeschwindigkeit von etwa 125 m/s. Bei entsprechender Gestaltung der Treibdüse können die Ausströmverluste gleich null gehalten werden. Es ist also möglich, im unterkritischen Bereich annähernd den vollen Druck in Geschwindigkeitsenergie umzusetzen. In der Mischkammer T— I nach Bild 7.9 erweitert sich der Treibstrahl konisch, bevor er in das Mischrohr l bis 2 einströmt. Dabei nimmt er Luft und Fördergut auf, das aus der Umwelt in den Aufgabetrichter einströmt. Ist der Gegendruck in der anschließenden Förderleitung R gering, kann die Injektorschleuse als Saug-Druck-lnjektor wirken (s. hierzu Bild 7.18). Dabei mündet eine Saugförderleitung in die dann geschlossene Misch-
195
400
Bild 7.10 Luftgescliwindigkeit an der Treibdüse einer Injektorschleuse als Funktion des Druckverhältnisses a bei iscntropcr Strömung, Gl. 6.21, b nach Bcrnoulli, Gl. 2.1
m/s
300
t CD
•D
7
200
100
1,5
2,5
Druckverhältnis p- = 1 +
kammer. Der Verfasser hat nach diesem Prinzip mehrere Saug-Druck-Förderanlagen für Schaum-Polystyrol-Perlen und Styrofill gebaut. Ist der Gegendruck in der Förderleitung R größer als der von der Injektorschleuse umsetzbare Druck, strömt die Luftmenge des Treibstrahls nur zum Teil in die Förderleitung. Der Rest entweicht im Aufgabetrichter entgegen dem einlaufenden Schüttgut. Es ergibt sich ein Rückstau des Förderguts, und die Anlage nimmt nur noch so viel Fördergut auf, wie sie entsprechend der Druckumwandlung in der Injektorschleuse fördern kann. So regelt die Injektorschleuse den Gutmassenstrom selbst. Das kann allerdings mit den Ausführungen zu Abschnitt 2.5 zur Verstopfung der Förderanlage führen. Im Mischrohr l bis 2 wird das aufgenommene Fördergut beschleunigt und im Luftstrom verteilt. Bild 7.11 zeigt berechnete Geschwindigkeitsverläufe nach W. HUTT [7.7] für zwei Fördergüter mit unterschiedlicher Schwebegeschwindigkeit D Sch . Daraus ist ersichtlich, daß Fördergüter mit kleiner Schwebegeschwindigkeit im Mischrohr auf wesentlich höhere Gutgeschwindigkeiten beschleunigt werden. Im anschließenden Förderrohr gleicht sich die Gutgeschwindigkeit beider Fördergüter wieder an. Inzwischen hat aber das Fördergut mit kleiner Schwebegeschwindigkeit einen höheren Beschleuni-
196
gungsverlust verursacht. Dieser wird nach Abschnitt 2.3.1 im Diffusor nur teilweise wieder in Druck umgesetzt. Nach Bild 7.11 wird das Einzelkorn stärker beschleunigt als der Gutstrom, weil im Gutstrom hintereinander liegende Körner dem Luftstrom weniger Angriffsfläche bieten («Windschatteneffekt»). Durchmesser und Länge des Mischrohrs ( l bis 2 in Bild 7.9) sind für einen Injektor nach [7.7J im Optimalzustand vom Fördergut abhängig. Es muß gewährleistet sein, daß sich der Treibstrahl auf den Durchmesser des Mischrohrs erweitert. Andererseits soll die Gutgeschwindigkeit so klein wie möglich gehalten werden. Das ist insbesondere für feinkörnige Fördergüter wichtig.
7.4.2
Druckurnsatz
In zahlreichen Messungen wurde von U. WAGKNKNECHT [7.6] und W. HUTT [7.7] der Druckverlauf in Injektorschleusen gemessen. Ein Beispiel zeigt Bild 7.12 für die Förderung von Polystyrolgranulat mit einer Gutbeladung // = 1. Die hohe Luftgeschwindigkeit im Treibstrahl von 125 m/s verringert sich im Mischrohr auf die Hälfte und fällt im Diffusor auf die erforderliche Fördergeschwindigkeit von 26 m/s ab. Umgekehrt dazu steigt der Druck nach dem Strahleintritt in das Mischrohr, fällt anschließend infolge der
Bild 7.11 Errechneter Gcschwindigkeitsverlauf zweier Fördergüter nach [7.7] in der [njektorschleuse mit folgenden Daten: Treibstrahlgeschwindigkeit: 125 m/s, Treibstrahldurchmesser: 69,8 mm, Mischrohrdurchmesser: 100mm, Förderroh rdurchmesser: 15.5 mm al Polystyrolgranulat, Korndurchmcsscr 2,7 mm, Schwebegeschwindigkeit 6,7 m/s, Gutheiadung l a2 Einzelkorn zu al hl feine Glaskugeln, Korndurchmesscr 0,068 mm, Schwebegeschwindigkeit 0,34 m/s, Gutbeladung l b2 Einzelkorn zu bl
500
1000
mm
Treibdüsenabstand
197
1500
Bild 7.12 Geschwindigkeits- und Druckverlauf nach [7.7] bei der Förderung von Polystyrolgranulat mit Daten entsprechend Bild 7.11, Kurve a l
500 1000 Treibdüsenabstand
1500
Gutbeschleunigung etwas ab und steigt durch den Druckrückgewinn im Diffusor nochmals an. In Bild 7.12 ist auch der Druck vor der Treibstrahldüse eingetragen. Von diesem Druck stehen für die Förderung in der Förderleitung R 42 mbar zur Verfügung. Das sind 45%. Von den restlichen 55% wurde ein Teil für die Gutbeschleunigung verwendet. Dennoch ist der Verlust wesentlich größer als der Beschleunigungsdruckverlust nach Abschnitt 4.2.3.5. Dieser errechnet sich nach Gl. 4.14 zu 6,5 mbar. Daraus erhält man für diesen Fall einen Injektorwirkungsgrad von 42 + 6,5 = 0,52. 94
W. HUTT hat mit der Injektorschleuse nach Bild 7.11 mehrere Druckverläufe für unterschiedliche Gutbeladungen bei sechs Fördergütern gemessen. Zählt man jeweils den Beschleunigungsdruckverlust nach Gl. 4.14 zum umgesetzten Druck dazu und setzt den so erhaltenen Überdruck zur Förderung Ap ins Verhältnis zum Überdruck A/?TR vor der Treibdüse, dann läßt sich ein Wirkungsgrad der Injektorschleuse für den jeweiligen Betriebsfall folgendermaßen definieren: 1/1
"-
(Gl. 7.1)
Bild 7.13 zeigt die so ermittelten Wirkungsgrade r\\ für feine und für grobe Glaskugeln in
198
Bild 7.13 Wirkungsgrad ijt der Injektorschleuse nach Bild 7.11 in Abhängigkeit von der Gutbeladung /< für feine und grobe Glaskugeln a feine Glaskugeln, Korndurchmcsscr 0,068 mm, Schwebegeschwindigkeit 0,34 m/s, b grobe Glaskugeln, Korndurchmesser 3,73 mm, Schwebegeschwindigkeit 15,8 m/s
70
60 CD
i»
D
a
.c o cn in c o
50
40
20
10
1
2
Gutbeladung //
3
4
5
»-
Abhängigkeit von der Gutbeladung . Daraus ist ersichtlich, daß dieser Injektor ohne Guteinschleusung einen Wirkungsgrad von 67% hat. Er fällt mit zunehmender Gutbeladung ab, und zwar besonders stark bei kleiner Schwebegeschwindigkeit. Das beruht darauf, daß das Fördergut bei kleiner Schwebegeschwindigkeit entsprechend Bild 7.11 auf eine hohe Gutgeschwindigkeit im Mischrohr beschleunigt und anschließend wieder abgebremst wird. Da beides mit Verlusten verbunden ist, fällt bei feinkörnigem und leichtem Fördergut der Wirkungsgrad mit steigender Gutbeladung besonders stark ab. Dieses Verhalten zeigt außerdem auch die Grenzen der Injektorschleuse; denn Gutbeladungen von 2 und 5 sind für Flugförderung nicht hoch. In Bild 7.14 ist ähnlich wie in Bild 7.13 der Wirkungsgrad der Injektorschleuse nach Messungen von [7.7] über der Schwebegeschwindigkeit aufgetragen. Daraus geht nochmals hervor, daß der Wirkungsgrad des Injektors mit abnehmender Schwebegeschwindigkeit sinkt. Die Tatsache, daß die einzelnen Punkte der verschiedenen Fördergüter auf einer Kurve liegen, deutet darauf hin, daß die Materialeigenschaften der Fördergüter keinen wesentlichen Einfluß auf die Injektoreinschleusung haben. Die hier mitgeteilten Werte zeigen die qualitativen Eigenschaften von Niederdruckinjektoren. Sie gelten allerdings quantitativ nur für den Injektor nach Bild 7.11. M. BOHNET und U. WAGENKNF.CHT [7.5] führen für die einzelnen Teile, aus denen sich eine Injektorschleuse nach Bild 7.9 zusammensetzt, Einzelwirkungsgrade ein. Damit ließe sich der Gesamtwirkungsgrad beliebiger Niederdruckinjektoren zwar exakter berechnen, die Übertragung auf andere Injektoren wäre jedoch nicht einfacher.
199
70
Bild 7.14 Wirkungsgrad ;/i der InjektorSchleuse nach Bild 7.11 in Abhängigkeit von der Schwebegeschwindigkeit bei der Gutbeladung /; = l a feine Glaskugeln b Quarzsand c Polystyrolgranulat d Weizen e Mais f grobe Glaskugeln
60 Z! 0)
C O
* -D 03
50 40 30 20 10
4
6
8
10
12
14 m/s 16
Schwebegeschwindigkeit -
Bild 7.15 Waagerechter Injektor mit Zulauftrichter
Bild 7.16 Waagerechter Injektor mit Auflockerungsboden
Bild 7.17 Vcnturi-Injektor nach [7.8]
200
Der Injektor zu den Bildern 7.11 bis 7.14 hat einen Druck vor dem Treibstrahl von 94 mbar. Daraus folgt eine Treibstrahlgeschwindigkeit von 125 m/s. Bei höheren Treibstrahlgeschwindigkeiten wird der Injektorwirkungsgrad noch schlechter. Beispielsweise hat W. HUTT [7.7] Kennlinien bei Treibstrahlgeschwindigkeiten bis zur Schallgeschwindigkeit für feine Glaskugeln aufgenommen. Daraus läßt sich bei einer Gutbeladung von // = l ein Injektorwirkungsgrad von nur 26% errechnen. Demnach sinkt der Injektorwirkungsgrad mit steigender Gutbeladung, abnehmendem Korndurchmesser beziehungsweise abnehmender Schwebegeschwindigkeit und zunehmender Treibstrahlgeschwindigkeit. Daraus folgt, daß die Injektorschleuse bevorzugt bei Niederdruckförderung mit kleinen Gutbeladungen einzusetzen ist.
7.4.3
Bauformen
Die Bilder 7.16 bis 7.20 zeigen verschiedene Bauformen von Injektorschleusen. Im Zulauftrichter von Bild 7.15 kann sich das Fördergut anstauen, wenn der Injektor dosieren soll und der Gegendruck durch zu hohen Gutmassenstrom ansteigt. Dann holt sich der Injektor gerade die Gutmenge pro Zeit, die er ohne zurückzublasen fördern kann. Bisweilen wird nach Bild 7.16 fluidisierbares Pulver aufgelockert, um den Zulauf zum Injektor zu verbessern. G. SEGLER [7.8] schlug die Ausführung von Körnergebläsen ohne Mischrohr und mit Venturidüse vor (Bild 7.17). Bei richtiger Bauweise läßt sich dadurch eine erhöhte Beschleunigung des Förderguts vermeiden. Das führt nach Abschnitt 7.4.2 zu einem besseren Wirkungsgrad. Nach Bild 7.18 wurden Saug-Druck-Injektoren gebaut 7.9]. Damit läßt sich leichtes Fördergut, wie Schaumpolystyrol oder Styrofill einschleusen und zu Behältern über Schäummaschinen fördern. Die Anlage brauchte nicht abgeschaltet zu werden. Waren die druckseitigen Maschinentrichter voll, blies die Anlage so lange die Förderluft durch den Saugschlauch zurück, bis die Druckleitung wieder frei war. Lotrechte Injektoren nach Bild 7.19 werden in Druckgefäßen zur Gutbeschleunigung von fluidisierbaren Fördergütern eingesetzt. Dabei steht während des Fördervorgangs das Gefäß allerdings unter Überdruck; denn der Injektor wäre nach Abschnitt 7.4.2 nicht in der Lage, Luft mit mehreren bar Überdruck in Geschwindigkeit und anschließend wieder wirtschaftlich in Druck umzusetzen. Bild 7.18 Saug-Druck-Injektor nach [7.9]
201
Bild 7.19 Lotrechter Injektor in einem Druckgefäß
Bild 7.20
Ringspaltinjektor
Der Ringspaltinjektor nach Bild 7.20 wird lotrecht und waagerecht eingesetzt [7.20]. Dabei ist der Ringspalt zwischen Mantel und Förderrohr oft einstellbar. Die Luftströmung in Form eines Zylindermantels mit hoher Geschwindigkeit hat ein gutes Ansaugverhalten. Derartige Injektoren steckt man in Granulatfässer zur Maschinenbeschikkung. Wäre nicht die Energie der Druckluft erforderlich, könnte diese Guteinschleusung an Wirtschaftlichkeit kaum unterboten werden. 7.4.4
Einsatzkriterien
Die Injektorschleuse hat folgende Vorteile: D D D D
Keine bewegten Teile befinden sich im Luftstrom. Die Förderung sperriger Güter ist möglich. Die Herstellkosten, häufig reine Blecharbeiten, sind gering. Der Injektor kann über den Gegendruck dosieren.
Dem stehen die Nachteile gegenüber: D Der Wirkungsgrad ist insbesondere bei größeren Druckdifferenzen schlecht, wie in Abschnitt 7.4.2 erläutert wurde. D Durch höhere Gutgeschwindigkeiten ist der Verschleiß am Fördergut und am Injektor groß. D Der Gutmassenstrom und die Förderlänge ist wegen des geringen umgesetzten Drucks klein. So bleibt der Einsatz von Injektoren häufig auf Sonderlösungen beschränkt.
202
7.5
Zellenradschleuse
Die Zellenradschleuse und das in Abschnitt 7.6 beschriebene Druckgefäß sind die wichtigsten Schleusen für pneumatische Förderanlagen. Mit diesen beiden Schleusen lassen sich beinahe alle Schleusenprobleme lösen. Dabei arbeitet die Zellenradschleuse kontinuierlich, während das Druckgefäß gewöhnlich diskontinuierlich betrieben wird.
7.5.1
Funktion und Bauformen
Obwohl das Prinzip der Zellenradschleuse einfach ist, haben die Schüttguteigenschaften nach Tabelle 3.2 und der Einfluß der Förderanlage zu einer Fülle von Ausführungsvarianten geführt. Um den Überblick zu behalten, soll in diesem Kapitel stets von der Normalausführung ausgegangen werden, auch wenn Sonderausführungen davon bis zum Gegenteil abweichen. 7.5.1.1
Austragschleuse
In der Zellenradschleuse dreht sich ein Zellenrad mit radialen Stegen im zylindrischen Gehäuse (Bild 7.21) gewöhnlich um eine waagerechte Achse. Das Fördergut fällt in die Kammern des drehenden Zellenrades und lagert dort während einer halben Umdrehung. Danach fließt es bei der Austragschleuse nach unten, gewöhnlich in einen Raum höheren Drucks. Infolge des Spiels zwischen Zellenrad und Gehäuse und durch die Druckdifferenz p i -p () strömt in Umfangsrichtung und radial die Schleusenleckluft von unten nach oben.
Bild 7.21 Zellenradschleuse als Austragschleuse a Zellenrad, seitlich geschlossen, b Gehäuse, c Seitenflansch, d Welle, e Lager, f Dichtung
Das Zellenrad in Bild 7.21 ist ein geschlossenes Zellenrad, bei dem die auf der Welkradial angeschweißten Stege zusätzlich stirnseitig auf zwei kreisförmige Scheiben aufgeschweißt wurden. Dadurch bildet sich an beiden Stirnseiten ein scheibenförmiger Luftraum zwischen Zellenrad und Seitenflansch. Dieser muß zum Schleusenauslauf offen sein, damit der von der Leckluft mitgeführte Staub ausfallen kann. So ergibt sich längs
203
der Stromlinie der durch diesen Raum von unten nach oben strömenden Schleusenleckluft nur ein Dichtspalt oben am Einlaufschacht. Dagegen dichten in Umfangsrichtung je nach Anzahl der Stege ständig 2 bis 4 Spalte zwischen Steg und Gehäuse ab. Diese Abdichtung ist berührungslos und einer Labyrinthdichtung vergleichbar. Eine derartige Abdichtung läßt sich auch an der Stirnseite des Zellenrades erreichen, wenn man ein stirnseitig offenes Zellenrad einsetzt und die Spalte zwischen dem Zellenrad und den Seitenflanschen genau einstellt. 7.5.1.2
Durchblasschleuse
In Bild 7.21 verläßt das Fördergut die Zellenradschleuse im freien Fall. Es ist auch möglich, das Fördergut aus einem stirnseitig offenen Zellenrad mit der Förderluft waagerecht auszublasen. Die dafür eingesetzte Durchblasschleuse hat dann je einen Flanschanschluß an den Seitenflanschen für die Förderleitung (Bild 7.22).
Bild 7.22 Durchblasschleuse
Damit die Durchblasschleuse entleert, soll der Durchmesser des Rohrstutzens, der die Schleuse mit der Förderanlage verbindet, gleich dem 0,7- bis l fachen des Förderleitungsdurchmessers sein. Ist er größer, wird die Schleuse nicht leergeblasen. Das Zellenrad nimmt einen Teil des Förderguts wieder zum Schleuseneinlauf zurück. Ein zu kleiner Durchmesser bewirkt eine zu hohe Luftgeschwindigkeit, verbunden mit Schleusen- und Gutverschleiß, sowie erhöhten Druckverlust. In diesem Fall kann man sich behelfen, indem man einen Teil der Förderluft in einem Bypass mit Drosselklappe zur Luftmengeneinstellung parallel zur Schleuse führt. 7.5.1.3
Schleusennormen
Obwohl die Zellenradschleusen in einer Vielzahl von Varianten auf dem Markt angeboten werden, gibt es seit 1978 mit der Norm ISO 3922 1978 (E) eine Internationale Norm [7.11]. Diese Norm beschränkt sich auf die Größenabstufung, die Hauptmaße und die Anschlußmaße (Tabelle 7.1). Bezugsmaß ist der Durchmesser des Zellenrades. Die Abstufung nach der geometrischen Normreihe R I O mit dem Stufensprung 1,25 führt dazu, daß sich das Volumen des
204
ß
s
Tabelle 7.1
Hauptmaße der Zellenradschleusen nach [7.11
D'
160
200
250
315
400
500
630
800
1 000
A
125
160
200
250
315
400
500
630
800
h
125 160
160 200
200 250
250 315
315 400
400 500
500 630
630 800
800 1 000
125 160 200
160
B
200 250
200 250 315
250 315 400
315 400 500
400 500 630
500 630 800
630 800 1 000
800 1 000 1 250
H
250
315
400
500
630
800
1 000
1 250
1 600
d
25
32
32
40
45
50
60
80
100
l
60
80
80
110
110
110
140
170
210
Einlauf rund quadratisch rechteckig
0
Auslauf
A
A,
A A x B
A, A, x K
205
das Zellenrad einschließenden Zylinders von Größe zu Größe etwa verdoppelt, wenn Breite und Durchmesser des Zylinders gleich sind. Besonders häufig werden von den neun genormten Größen die Schleusen der Größe 200, 250, 315 und 400 eingesetzt. Um den Hersteller nicht allzusehr einzuschränken, sind runde, quadratische und rechteckige Einlaufe genormt. In der Wahl der Werkstoffe ist der Hersteller und der Anwender frei. 7.5.1.4
Schleusenwerkstoffe
Die Vielzahl der Schüttgüter, bzw. Fördergüter, mit den unterschiedlichsten Eigenschaften nach Tabelle 3.2, hat zum Einsatz von vielen Werkstoffen für Gehäuse, Zellenrad und Seitenflansch geführt. Bei der Auswahl des Werkstoffs ist besonders auf den Verschleiß in den Schleusenspalten zu achten (s. hierzu Abschnitt 7.5.3). D. HEEP [7.12] hat die Werkstoffkombinationen, wie sie sich bei industriellen Anforderungen bewährt haben, zusammengetragen (Tabelle 7.2). Eine Fülle von Empfehlungen für jeden Einsatzfall und für die zahlreichen Guteigenschaften nach Tabelle 3.2 gibt A. WESSELS [7.13]. Neben den in Tabelle 7.2 angegebenen Oberflächenbehandlungen werden weitere BeSchichtungen mit Stoffen wie Chromoxid oder Metallkarbid durch Flamme oder Plasmaspritzen aufgetragen. Die relativ dünnen Schichten haben jedoch alle den Nachteil, daß sie bei Strahlverschleiß in den Spaltströmungen ziemlich schnell abgetragen werden. An Zellenradschleusen mit dem Einsatz von Keramikhalbschalen im Gehäuse wird in Japan gearbeitet.
Tabelle 7.2 Werkstoffkombinationen für Zellenradschleusen der Firma Waeschle, Ravensburg Ausführung
Gehäuse
Zellenrad
Seitenflansch
Grauguß Aluminium
GG G AI Si 10 Mg
GG GAlSilOMg
Chrom-Nickel-Stahlguß
1.4312
St 37 1.4301 1.4541 1.4301 1.4541
1.4312
Weitere Vergütungsmöglichkeiten: GG + C Verschleißschutz der Gehäusebohrung durch Hartverchromung GG + N Korrosionsschutz durch chemische Vernickelung AI + HC Oberflächen- und Verschleißschlitz durch chemische Hartcoatierung einer Schichtdicke von 0,05 mm
206
7.5.2
Zellenradausführungen und Gutmasscnstrom
7.5.2.1
Gutmassenstrom und Füllungsgrad
Der Gutmassenstrom, den eine Zellenradschleuse durchsetzt, läßt sich nach folgender Gleichung errechnen: Qs = Vz • «z • pss •
(Gl. 7.2)
Dabei ist Vz das Volumen des Zellenradzylinders, abzüglich der Stege und der Welle. «/ ist die Drehzahl in Umdrehungen pro Sekunde. Der Füllungsgrad (p-/ gibt an, welcher Volumenanteil im Zellenrad effektiv mit Schüttgut gefüllt ist. TH. FINKBEINER [7.14] hat an einer Zellenradschleuse Größe 200 aus Plexiglas sämtliche Einlaufparameter variiert und mit mehreren Zellenradformen und Schüttgütern den Förderstrom Qs/gss sowie den Füllungsgrad über der Drehzahl gemessen. Bild 7.23 zeigt den Förderstrom über der Drehzahl bei verschiedenen Fördergütern. Daraus ist ersichtlich, daß der Förderstrom nur bis etwa 15 min"' nach Gl. 7.2 proportional zur Drehzahl n? ist. Bei höheren Drehzahlen wird das Zellenrad nicht mehr voll, d.h. der Füllungsgrad wird kleiner als 1. Bei den drei Fördergütern erreicht man bereits zwischen Drehzahlen von 40 bis 65 min" 1 den maximalen Förderstrom. Von da ab fällt er mit zunehmender Drehzahl ständig ab. Deswegen liegt die Betriebsdrehzahl bei kleinen Zellenradschleusen gewöhnlich unter 50 min" 1 und bei den größten unter 20 min" 1 . Weiterhin erkennt man aus Bild 7.23, daß körnige, rieselfähige Schüttgüter (Raps) den größten Füllungsgrad haben, während feinkörnige, leichte, kohäsive die Zellenradschleuse am schlechtesten füllen. Steht über einer Zellenradschleuse eine Schüttgutsäule, wie bei den Messungen zu Bild 7.23, ist das vergleichbar mit der direkten Förderung aus einem Silo. In diesem Fall dosiert die Zellenradschleuse. Für eine dosierende Zellenradschleuse hat TH. FINKBEINER [7.14] wesentlich geringere Gutmassenströme gemessen (z.B. die Hälfte), als wenn das Fördergut der Schleuse im freien Fall zuläuft. Diese Erscheinung verstärkt sich noch, wenn an der Schleuse infolge einer anschließenden pneumatischen Förderung eine Druckdifferenz ansteht. Dann strömt die Schleusenleckluft dem Schüttgut entgegen, und die Druckdifferenz wirkt gegen das Gewicht der Schüttgutsäule. Bei der Planung des Einsatzes einer Zellenradschleuse geht man häufig von einem Füllungsgrad von 70 bis 75% aus. So wurden mit Zellenradschleusen von 1250 min Durchmesser Gutmassenströme bis 800 t/h bei der Ausschleusung aus pneumatischen Förderanlagen erreicht. 7.5.2.2
Schleuseneinlauf
Die Zellenradschleuse ist ein beliebtes Dosierorgan. Sie wird häufig auch in mechanischen Förderanlagen als «Zellenrad-Zuteiler» eingesetzt. In Hinblick auf eine gute Füllung wählt man einen rechteckigen Schleuseneinlauf mit einer Kante, die über die ganze Zellenradbreite verläuft. Die andere Kante des Rechteckquerschnitts hat eine Länge vom 0,5- bis 0,Stachen des Zellenraddurchmessers.
207
Bild 7.23 Förderstrom und Füllungsgrad als Funktion der Schleuscndrchzahl nach [7.14] für eine Versuchs- Zellenradschleuse mit 200 mm Zellenraddurchmesser bei drei verschiedenen Fördergütern
dm-Vs
0)
-g o L^
40
80
120
min ' 160
Schleusendrehzahl nz
Fördergut a Raps b Kali 40 c Futtermehl Konidurchmesser a 2 mm b 0,25 mm c 0,2 mm Schüttdichte a 675 kg/m', h 1081 kg/m', c 338 kg/m'.
"D
ffl CD C D
40
80
120 min
1
160
Schleusendrehzahl n,
Der Anlagenplaner, der eine Zellenradschleuse einsetzt, muß sich über drei Dosiermöglichkeitcn im klaren sein: a) Der Gutmassenstrom wurde an anderer Stelle dosiert. Das Fördergut fließt der Zellenradschleuse dosiert zu. b) Die Zellenradschleuse dosiert den Gutmassenstrom nach Gl. 7.2. c) Die Zellenradschleuse hat eine Einlaufdosierung. Der Fall a) ist der problemloseste, da nach Abschnitt 7.5.2. l der Füllungsgrad in diesem Fall verbessert wird. Der Fall b) ist der Normalfall, da die Zellenradschleuse nach der Dosierschnecke das beliebteste Dosierorgan ist. Bei adhäsiven Fördergütern, die sich in den Zellen ansetzen, ist allerdings die Dosierfunktion nicht mehr gegeben. Körnige
208
Fördergüter werden gewöhnlich über einen einstellbaren Dosierspalt im Schleuseneinlauf dosiert (s. später Bild 7.32). Dadurch läßt sich weitestgehend vermeiden, daß das Einzelkorn zwischen Zellenradsteg und Gehäuse abgeschert wird (s. hierzu Abschnitt 7.5.4.2) 7.5.2.3
Zellenradform
Bereits in Abschnitt 7.5.1.1 wurde auf die Möglichkeit hingewiesen, das Zellenrad seitlich offen oder seitlich geschlossen auszuführen. Diese Ausführung hat Einfluß auf die Schleusenleckluft. Auf die Schleusenleckluft wirkt sich außerdem die Zahl der Zellenradstege aus. Bei 8 bis 16 Zellenradstegen ist darauf zu achten, daß ständig mindestens zwei bis drei Stege abdichten. Diese Stege haben eine Breite zwischen 4 und etwa 10 (20) mm. Je breiter die Stege sind, desto besser ist die Abdichtung. Andererseits neigen kohäsive und klebrige Fördergüter zum Anbacken an der Gehäusewand, und zwar mehr bei größerer Stegbreite. Deswegen werden für gewisse Fördergüter, wie z.B. Pulverzucker, die Stege auf l bis 2 mm Breite angeschrägt. Bisweilen wird auch ein Messer am Zellenradsteg angeschraubt, um Schüttgutbeläge am Gehäusemantel wieder abzukratzen [7.13]. Die meisten Zellenräder haben radiale Stege. Diese sind entweder auf die Welle aufgeschweißt, oder das Zellenrad wurde als Ganzes gegossen. TH. FINKBEINER [7.14] hat die Auswirkung von fünf Zellenradformen (Bild 7.24) auf den Förderstrom und den Füllungsgrad untersucht (Bild 7.25). Daraus lassen sich folgende Schlüsse ziehen: D Gegenüber den radialen Stegen a) haben die vorwärts gekrümmten Stege b) bezüglich Förderstrom und Füllungsgrad Vorteile. Dennoch wird diese Ausführung aus Herstellungsgründen nicht eingesetzt.
Bild 7.24 Zellenradausführungen nach [7.14J
e)
209
Bild 7.25 Förderstrom und Füllungsgrad von Zellenradschleusen mit Zellenrädern nach Bild 7.24 als Funktion der Schleusendrehzahl nach Messungen von [7.14] mit dem Fördergut Raps (s. Bild 7.23)
40 80 Schleusendrehzahl n
120 min ' 160
40
120
1,0
0,6
if
0,2
80
min
1
160
Schleusendrehzahl nr -
D Den größten Förderstrom bringt hier das Zellenrad d) mit vier tangential nach vorne weisenden Stegen. Allerdings genügen die vier Stege nicht zur Abdichtung des Leckluftstromes. D Den besten Füllungsgrad haben die Zellenräder c) und e). Der Füllungsgrad ist bei den halbkreisförmigen Taschen um so besser, je kleiner die Taschen sind. Das ist allerdings verbunden mit dem geringsten Förderstrom infolge eines kleineren Zellenradvolumens. In der Praxis werden mit derartigen Zellenrädern kohäsive Schüttgüter eingeschleust. Die meisten heute eingesetzten Zellenradschleusen sind größer als die von TH. FINKBEINER und laufen mit Drehzahlen unter n/ = 50 m i n ~ ' . In diesem Bereich ist der Füllungsgrad bei der Einschleusung von Sommerraps noch fast 100%. Das mag der Grund sein, warum die Praxis die Erkenntnisse von TH. FINKBEINER noch nicht weiter ausgewertet hat.
210
7.5.3
Spalte, Druckdifferenzen und Schleusenleckluft
Die Leckluft ist zweifellos das größte Problem an Zellenradschleusen in pneumatischen Förderanlagen und hat bei Unkenntnis der Problematik schon manchem Hersteller und Betreiber große Kosten verursacht. Die Schleusenleckluft ist der Preis für den Vorteil der kontinuierlichen Einschleusung bei höheren Drücken. Das Auftreten der Schleusenleckluft bringt folgende Nachteile: D Der vom Gebläse gelieferte Luftvolumenstrom wird vermindert. D Die Gebläsekennlinie wird flacher (Abschnitt 2.5). D Die Schleusenleckluft behindert das Fördergut beim Einlaufen in die Schleuse und beim Auslaufen aus der Schleuse in die Förderleitung. D Die hohe Luftgeschwindigkeit in den Spalten führt infolge der Staubbeladung zum eigentlichen Verschleiß der Zellenradschleuse (Abschnitt 7.5.4.1). 7.5.3.1
Spalte der Zellenradschleuse
Die Leckluftströmung ist in Bild 7.21 für das seitlich geschlossene und in Bild 7.22 für das seitlich offene Zellenrad eingezeichnet. Es ist naheliegend, die Gesamtheit der Spaltquerschnittsflächen so klein wie möglich zu machen, um die Schleusenleckluft klein zu halten. Dazu wählen die einen Hersteller hohe Fertigungstoleranzen an Gehäuse, Zellenrad und Seitenflansch. Die anderen stellen das mindestens erforderliche Schleusenspiel bei der Montage mit der Fühlerlehre ein. Ohne Temperaturdifferenzen zwischen Zellenrad und Gehäuse ist man sich heute weitgehend einig [7.13 und 7.15], daß bei Zellenraddurchmessern bis zu 400 mm die Spiele von 0,1 bis 0,2 mm nicht unterschritten werden können, ohne daß die Gefahr besteht, daß das Zellenrad am Gehäuse oder am Seitenflansch anläuft. Bei heißem Fördergut erwärmt sich das Zellenrad anfangs schneller als das Gehäuse. Es dehnt sich zunächst stärker aus. Deswegen muß das Schleusenspiel größer sein, z. B. 0,3 mm bei Zellenraddurchmessern bis zu 400 mm. Wird das Schleusenspiel aufgrund der Fertigungstoleranz oder des Verschleißes 0,4 bis 0,5 mm, kann der Betrieb einer Anlage wegen allzu großer Leckluftströmung bereits nicht mehr möglich sein. 7.5.3.2
Leckluftströmung
Bei der theoretischen Berechnung der Schleusenleckluft wird zwischen Spaltverlusten und Schöpfverlusten unterschieden [7.14]. Die Schöpfverluste entstehen bei der Entspannung der unter Druck stehenden Kammern, wenn die Kammern bei der Drehung des Zellenrades mit dem Schleuseneinlauf in Verbindung kommen. Die Spaltverluste erfassen alle Leckluftströmungen durch 2 bis 4 abdichtende Stege am Umfang der nach unten und nach oben drehenden Kammern des Zellenrades. Dabei ändern sich während der Drehung die Drücke in den Kammern sowohl stetig (durch die Leckluftströmung von Kammer zu Kammer) als auch unstetig (durch Drehung der Kammer in den Einlauf
211
200
Bild 7.26 Leckluftvolumenstrom einer Zellenradschleuse in Abhängigkeit von der Druckdifferenz bei Granulat- und Pulverförderung nach [7.15] Schleusengröße 250 mm, Zellenradvolumen 8 dm 1 , Drehzahl 30 min-'
E o
100
0,5 Druckdifferenz
1,0
bar
1,5
und den Auslauf). Dennoch ist es möglich, die Schleusenleckluft theoretisch zu ermitteln, was z.B. G. M I L L E R ohne Fördergut durchführte [7.16]. Jeder Schleusenhersteller hat gemessene Kurven für die Schleusenleckluft als Planungsunterlage zum Einsatz der Zellenradschleuse in einer pneumatischen Förderanlage. Dabei fällt auf, daß die Schleusenleckluft bei Pulver (mit einer Korngröße kleiner als die Spaltweite zwischen Zellenrad und Gehäuse) nur etwa halb so groß ist wie bei Granulat (Bild 7.26), dessen Korngröße wesentlich größer als die Spaltweite ist [7.15]. Die Ursache hierzu kann in der Tatsache gefunden werden, daß bei Pulverschleusen die Spaltströmung staubbeladen ist, während sie bei sauberem Granulat eine reine Luftströmung ist. Angenommen, in der letzten Kammer einer Zellenradschleuse vor der Entspannung zum Schleuseneinlauf herrsche ein Absolutdruck von 1.3 bar. Dann wäre, ungeachtet des Profils der Spaltströmung, die Luftgeschwindigkeit im Spalt nach Bild 7.10 bei Vernachlässigung der Reibung
v = 200 m/s. Mit dieser Luftgeschwindigkeit wird ein Korn im Spalt beschleunigt. Den Geschwindigkeitsverlauf über der Spaltlänge (das entspricht dem Förderweg) nach Gl. 2.11 zeigt Bild 7.27 für ein Kunststoffkorn mit einem Durchmesser von 0,1 mm und einer Schwebegeschwindigkeit von 1,8 m/s. Danach ist die Gutgeschwindigkeit beim auf 2 mm angeschrägten Steg erst 20 m/s, während sie beim normalen Steg mit 8 mm Breite immerhin ein Mehrfaches (40 m/s) der Gutgeschwindigkeit in der Förderleitung ist. Je kleiner die Schwebegeschwindigkeit des Korns ist, desto größer wird die Gutgeschwindigkeit und damit auch der Prallverschleiß bei schleißendem Fördergut. Strömt nun im Spalt nicht nur Luft, sondern wird auch Pulver beschleunigt, dann tritt ein erhöhter Druckverlust auf. Bei vorhandener Druckdifferenz wird die Luftgeschwindigkeit kleiner. Deswegen ist in Bild 7.26 der Leckluftstrom bei Pulvereinschleusung kleiner als bei Granulateinschleusung.
212
angesc irägter Steg normale Stf jgbreite 50 m i
S
40
unerwünscht l |
30
20 ) 10
zl
0
/
2
4
6
8 m m 1 0
Spaltlänge gleich Stegbreite
»•
Bild 7.27 Gutgeschwindigkeit im Spalt zwischen Zellenrad und Gehäuse in Abhängigkeit von der Stegbreite bei einem Kunststoffkorn von 0,1 mm Korndurchmesser und 1,8 m/s Schwebegeschwindigkcit Bild 7.28 Das Abziehen der Schleusenleckluft am Schleuseneinlauf a) ungünstiger durch Abweisblech b) günstiger durch frühzeitige Entspannung 7.5.3.3
Leckluftabführung
Die Leckluft der Zellenradschleuse sollte möglichst abgeführt werden, bevor sie dem Hördergut entgegenströmt und dasselbe beim Einlaufen in das Zellenrad behindert. Besonders ungünstig wirkt sich die dem Fördergut entgegenströmende Schleusenleckluft dann aus, wenn über der Zellenradschleuse eine Schüttgutsäule steht. Dann baut die Leckluft einen Überdruck auf, wenn sie nicht entweichen kann. Schwierig ist die Abführung der Schleusenleckluft auf der nach unten drehenden Seite des Zellenrades, da hier die Kammern mit Fördergut gefüllt sind. Da auf dieser Seite keine Schöpfverluste auftreten, weil die Kammern der Leckluftströmung entgegendrehen, ist hier die Schleusenleckluft auch geringer. Außerdem dichtet bei Pulverförderung das Fördergut auf dieser Seite nach Abschnitt 7.5.3.2 zusätzlich ab. Deswegen wird an der Schleusenseite, wo das Zellenrad abwärts dreht, häufig auf eine Leckluftabfuhr verzichtet. Die meiste Schleusenleckluft entsteht bei der Zellenradschleuse mit stirnseitig offenem Zellenrad an den nach oben drehenden Kammern. Nach [7.15J ist ein in den Schleuseneinlauf bis kurz vor das Zellenrad ragendes Einlaufblech (Bild 7.28a) weniger
213
geeignet, die Schleusenleckluft abzuführen, als ein am Gehäusemantel gebohrter, tiefer liegender Entlüftungsstutzen (Bild 7.28b). Dieser n i m m t die Luft so auf, daß die Entspannung in die Leckluftabführung und nicht in den mit Schüttgut gefüllten Schleuseneinlauf erfolgt. Außerdem wird ein Überströmen von Fördergut in die Leckluftleitung vermieden. Da in der Schleusenleckluft-Strömung mehr oder weniger viel Staub enthalten ist, muß man die Leckluftleitung ebenfalls als eine pneumatische Förderung auslegen. So erinnert sich der Verfasser einer Schleusenleckluftleitung DN100 auf ein Silo zur Entlüftung einer Zellenradschleuse Größe 400, die PE-Pulver in eine Förderleitung DN125 einschleust. In diesem Falle ist für die Auslegung ein kleiner Aufsatzfilter über der Zellenradschleuse zur Entstaubung der Schleusenleckluft vorzuziehen. 7.5.3.4
Abgedichtetes Zellenrad
Die in Abschnitt 7.5.3.2 beschriebene Schleusenleckluft nimmt nach Bild 7.26 aufgrund des quadratischen Widerstandsgesetzes etwa mit der Druckdifferenz hoch 0,5 zu. Die Nachteile der Schleusenleckluft, wie sie in Abschnitt 7.5.3 beschrieben wurden, lassen sich ab gewissen Druckdifferenzen auch vom Fachmann nicht mehr beherrschen. Bei den klassischen Zellenradschleusen galt die Regel, daß im Schüttgut gleitende Dichtungen zu vermeiden sind [7.17] und viele andere. Das Zellenrad drehte sich berührungslos im Gehäuse, denn jede Berührungsdichtung wird unter Einfluß von Schüttgut besonders beansprucht. Von diesem Grundsatz wurde im vergangenen Jahrzehnt und manchmal auch schon früher abgewichen. Im ersten Schritt wurde der Spalt am seitlich geschlossenen Zellenrad nach Bild 7.21 durch Anpressen einer Dichtung abgedichtet [7.12 und 7.15]. Im zweiten Schritt dichtete man den radialen Spalt zwischen Zellenrad und Gehäuse durch sich radial nachstellende Dichtungen an einzelnen Stegen ab. Diese Dichtungen sind allerdings Verschleißteile und müssen gewartet werden. Den Erfolg dieser beiden Dichtungsmaßnahmen zeigt Bild 7.29. Bei axialer Dichtung sinkt die Schleusenleckluft auf etwa die Hälfte. Wird zusätzlich radial abgedichtet, vermindert sich die Leckluft auf etwa ein Viertel. Durch die Abdichtung des Zellenrades im Gehäuse können die ursprünglich bis l bar Druckdifferenz einsetzbaren Zellenradschleusen bis Ap = 3 bar betrieben werden. Die geringere Schleusenleckluft ermöglicht den Einsatz m der Pfropfenförderung. So wurde nach [7.12] eine Pfropfenförderung mit Einschleusung durch zwei übereinander liegende, gedichtete Zellenradschleusen bei folgenden Daten betrieben: Fördergut: Förderweg: Gutmassenstrom: Druckdifferenz:
PE-Granulat, 660 m, 3,5 t/h, 5,4 bar.
Eine derartige Förderung war bis dahin nur mit Einschleusung durch ein Druckgefäß möglich. Der Preis für die kontinuierliche Einschleusung ist allerdings ein erhöhter Aufwand für Herstellung und Wartung.
214
7.5.4
Einfluß des Förderguts
In der Zellenradschleuse bewegen sich drehende Teile wie das Zellenrad im Schüttgut. Es herrschen Luftströmungen mit sehr hohen Geschwindigkeiten in den Spalten. Deswegen haben auch viele Eigenschaften des Förderguts nach Tabelle 3.2 wesentlichen Einfluß auf die Funktion der Zellenradschleuse. 7.5.4.1
Schleusenverschleiß
Es wird häufig angenommen, daß die Ursache des Verschleißes an Zellenrad und Gehäuse das in den Spalten «reibende» Fördergut ist. Um dem zu begegnen, wurden Zellenrad und Gehäuse leicht konisch ausgeführt. Dabei sollten die erweiterten Spalte durch axiales Nachstellen wieder verringert werden. Diese Maßnahme erfaßt jedoch nicht das eigentliche Phänomen des Schleusenverschleißes. Es handelt sich beim Verschleiß in den Spalten nicht um Reibverschleiß bei kleinen Relativgeschwindigkeiten, sondern um Strahlverschleiß bei hohen Luftgeschwindigkeiten (Abschnitt 7.5.3.2).
Bild 7.29 Leckluftvolumenstrom V/ nach [7.12] mit verschiedenen Möglichkeiten der Dichtung am Zellenrad
400
• / m3/h
ohne Abdichtung, -
300
o % 200 tz o E
Axialdichtung
mit Axial- u id Radialdichtun
100
1
bar
Druckdifferenz Ap -
215
Würde man den Korndurchmesser bei Bild 7.24 von 0,1 auf 0,01 mm bei sonst gleichen Werten verringern, erhielte man nach Gl. 2.12 am Ende des Spaltes mit 8 mm Länge eine Gutgeschwindigkeit von annähernd
c = 125 m/s. Diese hohe Gutgeschwindigkeit führt bei entsprechender Kornhärte unweigerlich zu Verschleiß, z. B. wenn Schlackestaub Siliziumkarbid mit einer Mohsschen Härte von 9,4 nach Tabelle 3.4 enthält. Hat der Verschleiß an einer Stelle begonnen, z.B. im Gehäuse der Zellenradschleuse, wird er dort mit fortschreitender Zeit progressiv auftreten, denn durch den größeren Spalt wird mehr Luft und Staub eingesogen. So erklären sich örtliche Auswaschungen in Graugußgehäusen bis zu Millimeter- und Zentimetertiefe. Deswegen bringt das vorne erwähnte konische Zellenrad keine Lösung für das Problem der Schleusenleckluft. TH. FINKBEINER [7.14] hat Verschleißmessungen an einer Zellenradschleuse, die mit einem Mangan-Hartstahlmantel ausgekleidet war, beschrieben, ohne die Ursachen zu erklären. Der Verschleiß im Manganstahlmantel am Spalt zur Zellenradwand erweiterte den Spalt von 0,2 auf 3 mm. In der pneumatischen Förderanlage war 3 Monate lang Zechenkoks gefördert worden. Die Tatsache, warum der Verschleiß bevorzugt am Gehäuse und nicht am Zellenrad auftritt, läßt sich dadurch erklären, daß der in der Spaltströmung mitgeführte Staub nicht symmetrisch in den Spalt eintritt. Er ist stets auf den zylindrischen Gehäusemantel hin gerichtet. Deswegen tritt am Gehäuse auch dann eher Verschleiß auf, wenn dasselbe aus einem härteren Werkstoff, z. B. Manganstahl, gefertigt ist. 7.5.4.2
Granulatabscherung
Wenn bei der Drehung des Zellenrades die Kante eines Steges sich auf die Kante des Gehäuseeinlaufs z.ubewegt und dort auf ein Granulatkorn trifft, wird dasselbe nach Bild 7.30a abgeschert, oder das Zellenrad bleibt stehen. Ist die Schleuseneinlaufkante und die Stegkante parallel (Bild 7.30b), können mehrere Körner gleichzeitig abgeschert werden. Die Schleuse braucht dann ein großes Antriebsmoment und wird stark beansprucht. Bei der Einschleusung von Kunststoffgranulat wird deswegen die Einlaufkante am Gehäuse schräg ausgeführt (Bild 7.30c). Schleusen für Holzspäne werden häufig mit Messer am Steg und Gegenschneide am Gehäuse mit ziehendem Schnitt ausgerüstet (Bild 7.31). Um die aus mehreren Gründen unerwünschte Granulatabscherung zu vermeiden, wurden viele Entwicklungen durchgeführt [7.15, 7.18]: Als erster Schritt wurde nach Bild 7.32 die Dosierung des Gutmassenstroms durch eine Dosierklappe und nicht über die Schleusendrehzahl vorgenommen. Ein Verdrängerkörper im Schleuseneinlauf legt den Granulatzulauf möglichst weit von der Scherkante weg. Würde kein Spritzkorn auftreten, wäre damit die Granulatabscherung beseitigt. In Bild 7.33 wird die Gehäusewand und damit die Scherkante beweglich und federnd ausgeführt. Sie weicht aus, bevor ein Granulatkorn abgeschert wird. Da diese Schleusen erhöhte Leckluftströme haben, werden sie gewöhnlich als reine Dosierschleusen einer abdichtenden Schleuse vorgeschaltet.
216
Bild 7.31 Abscheren eines Holzspans mit Messer und Gegenschneide
Bild 7.30 Abscherung eines Granulatkorns c am Schleuseneinlauf zwischen Zellenradsteg b und Gehäuse a a) Einzelkorn (Seitenansicht) b) parallele Scherkanten (Draufsicht) c) nicht parallele Scherkanten (Draufsicht)
Bild 7.32 Zellcnradschlcuse zur Granulateinschleusung mit Vordosierung und Leckluftabführung
Bild 7.33 Zellenradschlcuse mit federnd angedrückter Gchäusewand
217
Bild 7.34 Zellenradschleusc mit Bandabdichtung nach [7.18]
Bild 7.35 Zellenradschleuse mit tangentialem Gutzulauf
Durch zwei mitlaufende, vom Zcllcnrad über Reibung angetriebene Förderbänder (Bild 7.34) läßt sich nach [7.18] der Spalt zwischen Zellenrad und Gehäuse ganz vermeiden. In weiteren Entwicklungen wurde der ursprünglich radiale Einlauf des Förderguts entgegen der Drehrichtung verschoben. Diese [Tangentialschleuse] nach Bild 7.35 hat K. FAß [7.19] an einem Plexiglasmodell mit 2.50 mm Durchmesser systematisch untersucht. Er hat die Stegzahl des Zellenrades sowie die Breite, die Lage und den Winkel des Einlaufs so variiert, daß kein Abscheren des Förderguts Raps auftrat. Bei Schleusendrehzahlen bis zu 40 min~' waren Füllungsgradc erreichbar, die durchaus denen einer Zellenradschleuse mit radialem Einlauf vergleichbar sind.
ZZZ7,
218
rzz
Bild 7.36 Granulatschleuse mit Schüttgutverdränger im Schleuseneinlauf
In den vergangenen Jahren hat sich das Prinzip zur Vermeidung von Granulatabscherung nach Bild 7.36 bewährt [7.20J. Dabei wird die schräge Kante am Gehäuseeinlauf entsprechend Bild 7.30c so weit angestellt, daß das Granulatkorn zwischen Zellenrad und Gehäuse nicht mehr abgeschert, sondern weggeschoben wird. Die dafür erforderlichen Winkel a hat R. ECK [7.211 für viele Schüttgüter gemessen. Um zu vermeiden, daß das letzte Korn in der Winkelspitze abgeschert wird, setzt man in die Mitte des Schlcuseneinlaufs einen dachförmigen Verdränger. Unter ihm bildet sich infolge des Böschungswinkels ein von Schüttgut freier Graben. Dieser muß so groß sein, daß das an der Scherkante abgewiesene Granulat nicht mehr in die Winkelspitze gelangt. So kann Granulat ohne Abscherung aus der stehenden Schüttgutsäule dosiert werden. 7.5.5
Einsatzkriterien
Die Vorteile der Zellenradschleuse liegen vor allem in der Möglichkeit, Schüttgüter in pneumatischen Mitteldruckförderanlagen kontinuierlich ein- oder auszuschleusen. Die Druckdifferenz der herkömmlichen Zellenradschleusen entspricht der der Drehkolbengebläse. Diese Kombination hat zu den größten Gutmassenströmen (800 t/h) bei der pneumatischen Förderung geführt. Die Nachteile der Zellenradschleuse wurden in den Abschnitten 7.5.3 und 7.5.4 eingehend beschrieben. Daraus folgt, daß der Einsatz einer Zellenradschleuse in besonderer Weise vom Fördergut abhängt. So ist es erklärlich, daß die Zellenradschleuse vor allem bei der pneumatischen Förderung in der Kunststoff- und Getreide-Industrie anzutreffen ist.
7.6
Druckgefäß
Das Druckgefäß ist der Schiffsschleuse nach Bild 7.1 am ähnlichsten. Während die Schiffsschleuse das Schiff gegen die höhere Energie der Lage einschleust, arbeitet das Druckgefäß gegen eine höhere Druckenergie. Außerdem muß nach der Einschleusung ein zumindest in gewissen Zeitintervallen kontinuierlicher Gutmassenstrom in der Förderleitung nach dem Druckgefäß erreicht werden. Das ist die Voraussetzung, daß der Projektingenieur eine nach Kapitel 4 zuverlässig arbeitende Druckgefäß-Förderanlage auslegen kann. 7.6.1
Funktion
Wie alle pneumatischen Förderanlagen so wurde auch die Druckgefäß-Förderanlage nicht von der Wissenschaft, sondern von der Praxis erfunden. Man schloß an einen Behälter eine Rohrleitung an, füllte Schüttgut ein und beaufschlagte ihn so lange mit Druckluft, bis sich das Schüttgut in Bewegung setzte. Bringt man nun die Erkenntnisse aus den Kapiteln 2 bis 5 in dieses Vorgehen ein, kann man ermessen, wie weit der Weg von diesem Vorgehen bis zu einer modernen Druckgefäß-Eörderanlage war.
219
Bild 7.37 Druckgefäß zur Einschleusung des Förderguts a Druckgefäß b Einlaßventil c Füllstandsmelder d Belüftungsventil e Kontaktmanometer f Förderventil g Hand-Dosierventil h Absperrventil i Hand-Dosierventil k Auslaßventil l Förderleitung m Entlüftungsvcntil
7.6.1.1
Funktionsablauf
Es gibt eine Vielzahl von Möglichkeiten, wie Druckgefäße fördern können. Deswegen wird jedes Druckgefäß individuell ausgelegt. Kaum ein Druckgefäß gleicht dem anderen. Eine Standardausführung, wenn man diese überhaupt definieren kann, zeigt Bild 7.37. Das Fördergut strömt durch ein Einlaßventil b, bis ein Füllstandsmelder c «voll» meldet und das Ventil b schließt. Dann wird das mit Fördergut gefüllte Druckgefäß von der Luftversorgung über das Ventil d auf Druck gebracht. Steht der erforderliche Förderdruck am Kontaktmanometer oder Druckschalter e an, schließt das Ventil d. Gleichzeitig öffnen die Ventile f und h sowie das Auslaufventil k, so daß das Fördergut in die Förderleitung l fließt. Die Dosierung des Förderguts erfolgt über die einstellbaren Handventile g und i. Je mehr Luft durch g fließt, desto größer ist der Gutmassenstrom. Ist alles Fördergut aus dem Druckgefäß in die Förderleitung geströmt, sinkt der Druck in der Förderleitung. Das Kontaktmanometer e spricht an und meldet «Förderende». Daraufhin schließen die Ventile f, h und k. Das Entlüftungsventil m öffnet, damit die Druckluft durch die Entlüftungsleitung und nicht durch die Förderleitung entspannt. Nach einer gewissen Zeit ist das Druckgefäß drucklos, das Ventil m schließt, und der nächste Fördertakt beginnt. Die hier beschriebene Steuerungsausführung wird je nach Fördergut und Förderweg oft vereinfacht und modifiziert. So wird bisweilen auf die Ventile f, g, i, h, k und m ganz oder teilweise verzichtet. Oder man spart den Füllstandsmelder oder das Kontaktmanometer e und steuert den ganzen Funktionsablauf über Zeitschaltglieder. Das hat allerdings auch schon zu Funktionsstörungen und Nacharbeit geführt, wenn diese Maßnahmen ohne Kenntnis des Fördergutverhaltens durchgeführt wurden (Abschnitt 7.6.2)
220
7.6.1.2
Betriebsdrücke
Das Druckgefäß ist m der Lage, das Fördergut gegen beinahe jeden beliebigen Druck einzuschleusen. Beherrscht man die Funktion des Einlaßventils b in Bild 7.37, dann ist das Drtickgefäß während des Fördervorgangs absolut dicht. Es tritt auch keine Schleusenleckluft wie an der Zellenradschleuse (s. Abschnitt 7.5.3) auf, die die Einschleusung behindern könnte. Dagegen ist der im vorangegangenen Abschnitt beschriebene Funktionsablauf diskontinuierlich. Die zahlreichen Steuerorgane werden stärker belastet. Je nach Einsatz ergeben sich Schwierigkeiten in der Anlaufphase, bis sich der Gutmassenstrom eingestellt hat, und in der Endphase, bis das Druckgefäß wieder entspannt ist. Der Projektingenieur legt bei pneumatischer Förderung mit Druckgefäß-Einschleusung sinnvollerweise den Druck der Luftversorgung zugrunde. Dieser Druck ist nach den Abschnitten 6.5 und 6.6 der des einstufigen ölfreien Verdichters (3 bar Überdruck) oder des Druckluftnetzes (z.B. 6 bar Überdruck). Dabei ist der Druckverlust in der Luftmengenregelung nach den Abschnitten 6.6.3 und 6.6.4 zu berücksichtigen. Es wurden allerdings auch schon Druckgefäße für 25 bar Betriebsdruck (z. B. zur Einschleusung m Kohlevergasungsanlagen) gebaut. Hier ist zu unterscheiden zwischen dem Betriebsdruck und dem Druckverlust in der Förderung, der gewöhnlich 6 bar nicht übersteigt.
Bild 7.38 Druckverlauf eines nach Bild 7.37 gesteuerten
Taktzeit
Druckgefäßes
Leerblasen der Förderleitung Förderzeit Füllen der Förderleitung Füllen des Druckgefäßes 7.6.1.3
Zeitlicher Druckverlauf
Bei dem in Abschnitt 7.6.1.1 beschriebenen Funktionsablauf erhält man im Druckgefäß einen Druckverlauf über der Zeit nach Bild 7.38. Nach dem Füllen des Druckgefäßes bei Atmosphärendruck wird es auf den Förderdruck gebracht. Dieser sinkt während der Förderzeit etwas ab, da die Schüttgutsäule abnimmt und dadurch der Ausfluß kleiner wird. Ist das Druckgefäß leer, fällt der Druck steil ab, während sich die Förderleitung entleert. Die Verhältnisse der einzelnen Zeiten hängen vorn zulaufenden und auslaufenden Gutmassenstrom sowie von den Schaltzeiten der Ventile ab. Außerdem nehmen der
221
5
Bild 7.39 Druckverlauf bei der Druckgefäßeinschleusung mit Druckregelung zwischen den Überdrücken p max = 4,4 bar und pm,„ = 4 bar nach Messungen von [7.22] mit den Daten: Fördergut: Tonerde, Gutmassenstrom:Qs = 21,3 t/h, Fördcrweg: A/ = 530 m
bar
4 Pmin
cn D
E
•p 0) _Q
O
6 8 Förderzeit —
10
^2
16
Durchmesser und die Länge der Förderleitung sowie die Guteigenschaften und der Förderzustand in der anschließenden Förderleitung Einfluß auf die Taktzeit. Die Taktzahl des Druckgefäßes liegt bei größeren Anlagen etwa bei 5 bis 10 pro Stunde. Kleinstdruckgefäße arbeiten mit Taktzahlen bis zu etwa 30 pro Stunde. Dabei ist das Verhältnis aller Nebenzeiten zur gesamten Taktzeit etwa 0,1 bis 0,3. Damit ein mittlerer Gutmassenstrom Qs erreicht wird, muß bei der Berechnung nach Kapitel 4 der Gutmassenstrom während der Förderzeit im Verhältnis der Taktzeit zur reinen Förderzeit vergrößert werden. Bei kohäsiven Fördergütern kann der Druck während der Förderzeit wesentlich stärker als nach Bild 7.38 schwanken [7.22]. Damit der Gutmassenstrom, wie er mit den Ventilen g und i in Bild 7.37 eingestellt wurde, nicht allzu sehr abfällt, regelt man ihn durch gezieltes Öffnen und Schließen der Ventile f und h. Ist das Ventil f geöffnet und das Ventil h geschlossen, steigt der Gutmassenstrom an. Und umgekehrt fällt er ab. Der Sollwert für die Regelung kann entweder der Druck im Druckgefäß oder die zeitliche Gewichtsabnahme sein, wenn man das Druckgefäß auf eine elektronische Waage stellt [7.23]. Den zeitlichen Druckverlauf bei einer druckgeregelten Druckgefäß-Förderanlage nach Messungen von [7.22] zeigt Bild 7.39. Hier hat das Druckgefäß etwa alle 30 s vom maximalen auf den minimalen Gutmassenstrom umgeschaltet. So wurde während der ganzen Förderzeit der Förderdruck zwischen 4 und 4,4 bar Überdruck ausgenutzt. Das Verhältnis der Nebenzeiten zur Taktzeit betrug in diesem Falle 30%. 7.6.2
Einfluß des Förderguts auf die Bauform
Die Größe des Druckgefäßes folgt aus der Forderung, daß die Nebenzeiten, die wie das Öffnen und Schließen der Ventile teilweise fest sind, einen Anteil von etwa 30% von der Taktzeit nicht überschreiten, sonst muß der Gutmassenstrom während der Förderzeit allzusehr angehoben werden. Außerdem werden die Ventile durch häufiges Schalten
222
stärker beansprucht. Daraus folgt, daß ein großer Gutmassenstrom ein größeres Druckgefäß erfordert. Neben der Druckgefäßgröße ist auch die Bauform auf das Fördergut abzustimmen. Soll ein Druckgefäßsicherarbeiten, sind die in Abschnitt 3.3.3 beschriebenen relevanten Guteigenschaften bei der Bauform zu berücksichtigen. 7.6.2.1
Druckgefäß für riesclfähige Granulate
Rieselfähige Granulate haben ein Verhalten nach Bild 3.6a. Sie sind nicht adhäsiv und nicht kohäsiv. Durch eine Bodenöffnung fließen sie frei aus, wenn der Ausflußdurchmesser größer als etwa dreimal dem Korndurchmesserist (Bild 7.40). Ist der Förderweg nicht groß und steht genügend Druck zur Verfügung, dann läßt sich für diesen Fall die einfachste Druckgefäßbauart einsetzen. Bild 7.41 zeigt das Prinzip dieses Druckgefäßes ohne Dosierung. Die im Auslaufkonus eingeführte Förderluft nimmt das Fördergut durch den Auslaufkrümmer mit in die Förderleitung. Bedingung für eine sichere Förderung ist, daß der Gebläsedruck mindestens so hoch wie der Druckverlust in der Förderleitung bei maximalem Gutmassenstrom ist. Dieser hängt vom Förderzustand ab und kann nicht exakt vorausberechnet werden.
Durchmesser-
1
Verhältnis 77 u
s
freier Ausfluß Bild 7.40
nein
nein
ja
Ausflußkriterium heim Druckgefäß
Bild 7.41 Dmckgcfiils für riesclfähige Granulate ohne Dosierung
223
Bild 7.42 Druckgefäß für rieselfähige Granulate mit Dosierung
Um diesen Mangel zu beheben, läßt sich ohne großen Aufwand eine Dosiermöglichkeit für den Gutmassenstrom erreichen. Nach Bild 7.42 erhält man die Dosierung durch Aufteilen des Luftstroms. Je mehr Luft durch das Druckgefäß strömt und je weniger durch den Bypass, desto größer wird der Gutmassenstrom. Im Hinblick auf eine gute Dosierung ist darauf zu achten, daß die Einführung der Bypassluft außerhalb des Kegels mit dem Böschungswinkel erfolgt. Nur so kann man auch den Gutmassenstrom null einstellen. Statt der zwei Ventile wird bisweilen auch ein Mengenteiler eingesetzt. Dieser arbeitet um so besser, je weniger er auf Druckschwankungen reagiert. Bisweilen wird die Einstellung des Gutmassenstroms durch Verändern eines Auslaufquerschnitts, z.B. über einen Schieber, vorgenommen. Diese Art der Dosierung ist allerdings stark abhängig vom Luftstrom, der wiederum auf Druckschwankungen reagiert. Das vermindert die Betriebssicherheit der Förderanlage. 7.6.2.2
Druckgefäß für fluidisierbare Pulver
Ein fluidisierbares Pulver nach Bild 3.6c (Kurve l ) hat ein Verhalten ähnlich wie Wasser. Der Böschungswinkel ist annähernd 0°. Bei einer Einschleusung im Druckgefäß nach Bild 7.42 würde das Fördergut fluidisiert und über den Punkt der Einleitung der Zusatzluft hinaus fließen. Der Gutmassenstrom wäre nicht oder nur wenig dosierbar, und die Betriebssicherheit wäre gering. Deswegen eignet sich für ein derartiges Fördergut (wie 7.. B. Zement) ein Druckgefäß nach Bild 7.43 mit Auslauf nach oben. Dieses Druckgefäß hat einen fluidisierbaren Boden. Durch ihn wird die Förderluft eingeführt. Diese fluidisiert das Fördergut. Das Gut-Luft-Gemisch wird durch die Strömung in die nach oben führende Förderleitung gedrückt. Der Bypass zur Dosierung des Gutmassenstroms mündet oberhalb des Druckgefäßes in die Förderleitung. Somit kann auch dann noch der Gutmassenstrom 0 eingestellt werden, wenn sich der Gefäßinhalt wie eine Flüssigkeit nach dem Prinzip der kommunizierenden Röhren verhält. Gewöhnlich wird als fluidisierbarer Boden in Bild 7.43 ein Gewebe, unterstützt durch ein Traggitter, eingesetzt. Das hat den Vorteil, daß es sich durch Aufwölben nach Entlee-
224
Bild 7.43 Pulver
Druckgefäß für fluidisierbare
Bild 7.44 Pulver
Druckgefäß für nicht fluidisierbare
ren des Gefäßes besser von Schmutz reinigt als poröse Platten aus Sinterkunststoff oder Sintermetall. Ist der Druckverlust beim Durchströmen der gesamten Förderluft durch das Gewebe allzugroß, führt man in einer weiteren Luftleitung mit Dosierventil einen Teil der Förderluft zur Gefäßdecke. 7.6.2.3
Druckgefäß für kohäsive Schüttgüter
Mit den Druckgefäßen nach Bild 7.41 bis 7.43 lassen sich nicht alle Schüttgüter betriebssicher einschleusen. Nicht fluidisierbare, kohäsive Fördergüter nach Bild 3.6b haben oft die Eigenschaft, daß bei Belüftung die Luft in Kanälen aufsteigt. Durch diese Kanäle entweicht die Luft, während das Schüttgut nicht in einen fließfähigen Zustand versetzt wird. Eine Möglichkeit, derartige Schüttgüter zum Fließen zu bringen ist, das Druckgefäß in waagerechte Schwingungen zu versetzen [7.24]. Bleibt hier allerdings der Erfolg aus, ist die Kohäsion des Schüttguts nach Bild 3.6b um so größer. Zur Einschleusung derartiger Fördergüter hat sich das Druckgefäß nach Bild 7.44 bewährt. Hierbei wird der Auslaufkonus innen mit einem porösen Tuch bespannt. Wird dieses Tuch belüftet und bilden sich bei der Belüftung Kanäle im Schüttgut, dann wölbt sich das Tuch infolge seines Durchströmungswiderstandes auf. Die Kanäle werden eingedrückt, und die durchströmende Luft fördert das Schüttgut in den Auslaufkrümmer. Das Eigengewicht des Förderguts, die Luftströmung und der Druck der Tücher begünstigen das Auslaufen. Nach den im gesamten Abschnitt 7.6.2 behandelten Verfahren lassen sich die meisten Schüttgüter mit dem Druckgefäß einschleusen. Grenzen sind vor allem bei faserigen, plättchenförmigen und sperrigen Schüttgütern gegeben.
225
7.6.3
Strömung der Luft und des Förderguts
Bei den einzelnen Bauformen der Druckgefäße nach Abschnitt 7.6.2 strömen Förderluft und Fördergut in zeitlichem und örtlichem Wechsel durch die Druckgefäßschleuse, bis beide in der Förderleitung ankommen. Diesen gezielten Ablauf gilt es zu steuern. 7.6.3.1
Luftmengensteuerung
Das Druckgefäß wird bevorzugt zur pneumatischen Förderung mit hohen Drücken eingesetzt. Deswegen eignen sich besonders die in Abschnitt 6.5 beschriebenen Schraubenverdichter sowie die Luftmengenregelung nach Abschnitt 6.6.4 für die Luftversorgung einer Druckgefäß-Förderanlage. In Hinblick auf eine senkrechte Gebläsekennlinie nach Abschnitt 2.5 sollte man zwischen Gebläse, bzw. Lavaldüse, keine Luft abzweigen. So gelangt ein weitgehend von Druckschwankungen unabhängiger Luftmengenstrom zur Verrohrung des Druckgefäßes. Die Aufteilung des Luftmassenstroms nach den Bildern 7.41 bis 7.44 sollte ebenfalls weitgehend unabhängig von Druckschwankungen erfolgen. So läßt sich der Gutmassenstrom am besten konstant halten. Je größer der Druckverlust in den einstellbaren Ventilen ist, desto weniger schwankt der Luftmassenstrom und damit der Gutmassenstrom bei eventuellen Druckschwankungen. Die Druckverluste in der Gefäßverrohrung lassen sich nach W. BOHL [7.25| relativ genau errechnen, obwohl der Aufwand meistens nicht betrieben wird. Der Konstrukteur sollte sich darüber im klaren sein, daß der Druckverlust im geraden Rohr umgekehrt proportional zum Rohrdurchmesser hoch 5 und im Einzelwiderstand hoch 4 zunimmt. Bei der Auslegung eines Druckgefäßes ist der Druckverlust in der Verrohrung von etwa 0,2 bis 0,3 bar bei Luftgeschwindigkeiten bis zu 30 m/s und Atmosphärendruck sowie etwa 10 bis 20 m/s bei Förderdruck ein realistischer Wert. 7.6.3.2
Gutzulauf
Das Absperrorgan über dem Druckgefäß ist wie die Klappe an der Schiffsschleuse das wichtigste Organ der Druckgefäßschleuse. Da an dieser Stelle in ständiger Folge Schüttgut abgesperrt und gegen Überdruck gedichtet werden muß, werden an dieses Absperrorgan technisch hohe Anforderungen gestellt. R. REIMERT 7.26] hat derartige Absperrorgane für Druckreaktoren zusammengestellt. Außerdem gibt es in der Industrie eine Vielzahl von Entwicklungen für diese Anforderung, von denen allerdings keine diese Aufgabe universell löst. Im folgenden sollen einige bewährte Ausführungen schematisch vorgestellt werden. Genauere Informationen über Ausführung und Anwendung sind von den Herstellern zu erfahren: Da es schwer ist, den Fördergutstrom abzusperren und gleichzeitig zu dichten, wurden ursprünglich diese Funktionen getrennt. In Bild 7.45 sperrt ein oben liegender Schieber den Gutstrom ab, und danach dichtet eine 90° um die Waagerechte schwenkbare Klappe gegen Überdruck.
226
Bei Pulvereinschleusung hat sich das Kegelventil nach Bild 7.46 bewährt. Dieses hat den Vorzug, daß der Dichtungsdruck mit höherem Gegendruck größer wird. Um es direkt zu betätigen, muß allerdings der Fördergutstrom umgelenkt werden, wie es Bild 7.46 zeigt. Bei lotrechtem Fördergutstrom wird die Betätigung über ein Gestänge aus dem Gutzulauf herausgeführt. Der Rohrschieber nach Bild 7.47 hat den Vorteil, daß das abzusperrende Granulat normalerweise nicht mit der Dichtfläche in Berührung kommt. Die Dichtfläche liegt oberhalb der Granulatschüttung, wenn der Rohrschieber durch einen innen liegenden Druckluftzylinder nach oben geschoben wird. Der Rohrschieber wird mit steigendem Druck stärker angepreßt. Allerdings liegt er ganz im Innern des Druckgefäßes, wohin auch die Druckluft zur Steuerung geführt werden muß.
J
Bild 7.45 Kombination Schieber-Klappe am Einlauf in ein Druckgefäß a Schieber b Klappe c Dichtung Bild 7.47
Bild 7.46 Kegelventil mit seitlichem Zulauf und direkter pneumatischer Betätigung
Rohrschieber für Granulat
Neben diesen Absperrorganen wird bisweilen auch die Absperrklappe, der Flachschieber, der Schwenkschieber, das Kugelventil oder das Kalottenventil zum gleichzeitigen Absperren und Dichten eingesetzt. Insbesondere bei verschleißfreudigen Schüttgütern ist jedoch bei diesen Absperrorganen die Standzeit begrenzt. Der Service-Ingenieur weiß, daß eine kleine Undichtheit aufgrund des in Abschnitt 7.5.3.2 beschriebenen Strahlverschleißes ein im Schüttgut arbeitendes Absperrorgan in kurzer Zeit außer Funktion setzen kann.
227
7.6.3.3
Gutauslauf
Am Gutauslauf läßt sich der Gutmassenstrom einstellen, was anhand von Bild 7.42 his 7.44 erläutert wurde. Durch die Wahl der Steuerung erreicht man, daß das Auslaufventil zwar von Schüttgut durchströmt wird, aber nicht in der stehenden Schüttgutsäule schließen muß. Der Konstrukteur eines Druckgefäßes hat die Wahl, am Gutauslauf ein Absperrventil vorzusehen oder darauf zu verzichten. Ist wie in Bild 7.41 kein Auslaufventil vorgesehen, dann wird gegen Ende der Förderzeit das Druckgefäß in die Förderleitung entspannen. Dabei steigt die Luftgeschwindigkeit auf das zwei- bis dreifache der Geschwindigkeit bei Flugförderung an. Das läßt sich nur teilweise vermeiden, wenn eine Gefäßentlüftung vorgesehen ist, die in den Bildern 7.41 bis 7.44 nicht eingezeichnet wurde. Um hier insbesondere den Nutzen einer schonenden Pfropfenförderung nicht wieder zu verlieren, baut man bei den meisten Druckgefäßförderungen ein Auslaufventil ein. Ein Schutz des Auslaufventils kann durch einen nachgeschalteten Füllstandsmelder erreicht werden (Bild 7.48). Erst wenn der Füllstandsmelder leer meldet, wird das Auslaufventil geschlossen. Bild 7.48 Druckgcfäfs mit Auslaufventil und untergebautem Füllstandsmelder
7.6.4
Druckgefäßanordnung für kontinuierlichen Betrieb
Im Gegensatz zur Zellenradschleuse arbeitet das Druckgcfäß durch das ständige Befüllen und Entleeren diskontinuierlich. Es ist jedoch möglich, trotz diskontinuierlichem Guteinlauf einen kontinuierlichen Gutmassenstrom zu erreichen. Würde man z. B. in der Anordnung nach Bild 7.48 während der Befüllung des Druckgefäßes den Luftstrom in den darunter liegenden Behälter führen, dann könnte aus diesem Behälter weiter gefördert werden, solange sich das Druckgefäß bei Atmosphärendruck wieder mit Fördergut füllt. 228
,enstrom
Bild 7.49 Diskontinuierliche und kontinuierliche Einschleusung !f) (0 a) mit Einzeldruckgefäß E b) mit nebeneinander5 liegenden 0 : a) F üllen Fördern Füllen Fördern Druckgefäßen c) mit übereinanderliegenden Druckgefäßen
u O L-
b)
c)
Fördern Gefäß 1
Fördern Gefäß 2
Zeit
Fördern Zeit Gefäß 1
Zeit
In Bild 7.49 ist der Gutmassenstrom über der Zeit für drei Druckgefäßanordnungen schematisch nach [7.23] aufgetragen. Beim Einzeldruckgefäß a) wird der Fördervorgang in regelmäßigen Abständen durch den Füllvorgang unterbrochen. Bei zwei nebeneinander liegenden Druckgefäßen b) kann das eine fördern, während das andere befüllt wird. Dabei entsteht eine kurze Unterbrechung während des Umschaltens. Setzt man zwei Druckgefäße übereinander c), dann kann man im unteren ständig den Förderdruck belassen, während das obere bei Atmosphärendruck befüllt wird, auf Förderdruck gebracht wird, das Fördergut in das untere entleert und wieder entspannt. So ist die Förderung bei a) diskontinuierlich, bei b) fast kontinuierlich und bei c) kontinuierlich. 7.6.5
Einsatzkriterien
Das Druckgefäß hat den großen Vorteil, daß mit ihm gegen große Drücke große Gutmassenströme (bis 300 t/h) eingeschleust werden können. Die hohen Drücke führen in Verbindung mit vermeidbarer Schleusenleckluft zur besonderen Eignung für die schonende Förderung bei kleinen Luftgeschwindigkeiten (z.B. zur Pfropfenförderung oder
229
bei der Fließförderung). Da sich während der Förderung keine bewegten Anlagenteile im Fördergut befinden, ist das Druckgefäß wenig verschleißempfindlich. So wird es auch für schleißende Fördergüter eingesetzt. Diesen Vorteilen steht als wesentlicher Nachteil der große apparative Aufwand sowie der Aufwand für die elektrische Steuerung gegenüber. Das normale Druckgefäß wird diskontinuierlich betrieben. Die Möglichkeit, ein Doppeldruckgefäß mit kontinuierlichem Gutmassenstrom zu betreiben, besteht. Das erfordert aber weiteren Aufwand und größere Bauhöhe. Grundsätzlich baut das Druckgefäß wegen des Speichervolumens höher als andere Schleusen. Diese Bauhöhen stehen nicht in jeder Anlage zur Verfügung.
7.7
Fließbettschleuse
Die bisher behandelten Schleusen für höhere Drücke (Abschnitt 7.5 und 7.6) haben den Nachteil, daß sich zu irgendeinem Zeitpunkt der Einschleusung Teile der Schleuse im Schüttgut bewegen. Verschleißfreudige Fördergüter wie z.B. Aluminiumoxid mit einer Mohs-Härte von 9 (Tabelle 3.4) setzen die Standzeit dieser Anlagenteile wesentlich herunter. Das erfolgt um so mehr, wenn sich schüttgutbeladene Spaltströmungen hoher Geschwindigkeit ausbilden (Abschnitt 7.5.3.2). So wurde lange nach einer Schüttgutschleuse gesucht, bei der sich kein Schleusenteil im Schüttgut bewegt. 7.7.1
Funktion
Eine solche Schleuse ist die Fließbettschleuse (Benennung durch den Verfasser) nach Bild 7.50. Diese Schleuse ähnelt auf den ersten Blick dem Druckgefäß zur Einschleusung fluidisierbarer Pulver nach Bild 7.43. Die Fließbettschleuse benötigt jedoch kein Schüttgutventil am Einlauf und arbeitet deswegen kontinuierlich. Die Abdichtung erfolgt im Fließbett mit der Höhe A/. Nach Bild 2.12 läßt sich unter dem Fließbett folgender Druck aufbauen: Ap =
ÖSS
• g • A/
(Gl.7.3)
Legt man nach Tabelle 4.3 die Schüttdichte von Zement (,oss = 1420 kg/m') zugrunde, dann ergibt sich z.B. für Ap = l bar Druckdifferenz folgende mindestens erforderliche Betthöhe:
= 7,18 m
Diese große Höhe macht verständlich, daß die Fließbettschleuse trotz geringer Verschleißempfindlichkeit vor allem in Mitteldruckanlagen bis zu Druckdifferenzen von etwa 0,5 bar eingesetzt wird.
230
Bild 7.50 Kließbettschleuse zur Einschleusung fluidisierbarer, möglichst schwerer Pulver
tl tl
Die Dosierung der Fließbettschleuse nach Bild 7.50 erfolgt ähnlich wie beim Druckgefäß nach Bild 7.43, und zwar durch die Aufteilung der Luftmengen über Drosselventile. Der Zustrom des Förderguts wird so geregelt, daß die erforderliche Schütthöhe A/in gewissen Grenzen schwankt. Bei einer Luftmengenaufteilung nur über Drosselventile steigt der Luftverbrauch mit abnehmender Schütthöhe A/. Auch hier empfiehlt sich der Einsatz einer Luftmengenregelung nach Abschnitt 6.6.4. Dabei ist die Luftmenge so einzustellen, daß das Fördergut stets mit einer Luftgeschwindigkeit über dem Auflockerungspunkt DAF nach Bild 2.12 angeströmt wird, sonst fließt es nicht in das unten offene Förderlei tungsroh r. 7.7.2
Etnsatzbeispiele
Die Fließbettschleuse wird seit längerer Zeit als sogenannter «pneumatischer Elevator» im Gegensatz zum mechanischen Becherwerk oder «Elevator» eingesetzt. Hier überwindet sie den funktionsbedingten Höhenverlust von Fließrinnen, die bekanntlich geneigt sein müssen. Man achtet darauf, daß die Förderung ausschließlich lotrecht erfolgt. Das Fördergut prallt am höchsten Punkt der Anlage gegen eine geneigte Platte und fließt schräg ins Silo. Die ausschließlich lotrechte Förderung hat den Vorteil, daß die Luftgeschwindigkeit zur Förderung kleiner gehalten werden kann, ohne daß die Förderanlage verstopft (z.B. 10 bis 15 m/s). Die Suche nach einer geeigneten Ausschleusung am Ende von pneumatischen Saugförderanlagen für die Schiffsentladung von Aluminiumoxid hat ebenfalls zum Einsatz der Fließbettschleuse geführt [7.18]. Plant man die Betthöhe von einigen Metern nach Gl. 7.3 ein, dann ist die Fließbettschleuse der Zellenradschleuse hier bezüglich des Verschleißes weit überlegen.
231
7.8
Schneckenschleuse
Die Schneckenschlcuse wird oft als Pumpe (Fullerpumpe oder Möllerpumpe) bezeichnet, was nicht ganz richtig ist. Wie bei jeder pneumatischen Förderung bringt auch hier die Druckluft von der Luftversorgung die Förderenergie auf, während die Schneckenschleuse die Aufgabe hat, das Fördergut einzuschleusen und die Druckluft am Austreten zu hindern. 7.8.1
Funktion
Das Schnecken- oder Schraubenprinzip, das der Schneckenschleuse zugrunde liegt, ist eine Grundfunktion der Technik und wird auf vielen Gebieten der Verfahrenstechnik angewendet, z. B. beim Extruder. Nach [7.26] werden Extruder zum Einschleusen gegen Drücke bis 50 und 100 bar eingesetzt. In Bild 7.51 ist das Prinzip einer Schneckenschleuse mit lotrechter Abförderung des Förderguts aufgezeichnet. Je nach Bauart kann das Fördergut auch in die Waagerechte eingeschleust werden. Das in die Schnecke einfließende Schüttgut wird aufgrund der Schwerkraft und der Zentrifugalkraft von der Schneckenwendel axial und nicht in Umfangsrichtung mitgenommen. Unter dieser Bedingung überträgt die Wendel mit ihrem flachen Steigungswinkel bei der Drehung einen Druck auf das Schüttgut. Dieser ist proportional zum aufgenommenen Motordrehmoment. Mit diesem Druck steigt außerdem die Wandreibung und verhindert ein Mitdrehen des Schüttgutzylinders. So kann z. B. ein Fleischwolf mit großem Druck die zerhackten Fleischstücke durch eine Lochscheibe pressen. Oder ein am Gutauslauf gehinderter Schneckenförderer zerstört sich selbst, wenn der Antriebsmotor nicht vorher stehen bleibt. Auf diese Weise ist die Schneckenschleuse in der Lage, das Fördergut auch gegen hohe Überdrücke in die Förderleitung zu pressen. Transportschnecken zum mechanischen Transport von Schüttgut sind gewöhnlich maximal halb gefüllt. An ihnen hat der Verfasser beim Siloaustrag von Kohlenstaub beobachtet, daß das fluidisierte Fördergut auch bei Stillstand und ohne Druckdifferenz durch den Schneckenförderer floß. Um nun die Schleusenfunktion einer Schneckenschleuse zu gewährleisten, trifft man folgende Maßnahmen:
Bild 7.51 Schneckenschleuse zum Einschleusen von Pulvern
\ JA A
ü A A A '\ A A A V V V VVV^'V
ho:
232
r
a) Die Schneckenschleuse muß über den ganzen Querschnitt gefüllt sein. b) Die Schneckensteigung wird vom Einlauf zum Auslauf hin verkleinert. Dadurch wird lockeres und fluidisiertes Schüttgut verdichtet und die Wandreibung zum Gehäuse hin gewährleistet. c) Die Schneckendrehzahl wird so hoch gewählt (750 bis 1800 min" 1 ), daß durch die Zentrifugalkraft eine erhöhte Wandreibung entsteht. So kann das Fördergut einen Gegendruck aufbauen, und ein Leerblasen wird vermieden. d) Wegen der unerwünschten Porenströmung beschränkt sich die Förderung auf staubförmige Schüttgüter. Für lotrechte Schneckenförderer hat A. Vierling [7.27] die notwendigen Drehzahlen hergeleitet, damit eine lotrechte Förderung überhaupt erst möglich wird. Diese liegen unter der in c) angegebenen Drehzahl der Schneckenschleuse. Mit den Bedingungen a) bis d) kann man auf eine zusätzliche Zellenradschleuse am Förderguteinlauf der Schneckenschleuse verzichten. Außerdem ist dann die in Bild 7.51 noch eingezeichnete Klappe am Schleusenauslauf nicht mehr erforderlich [7.28]. 7.8.2
Ausführung
Die für den Nichtfach mann etwas schwer zu verstehende Funktion der SchneckenSchleuse konnte seit über einem halben Jahrhundert in ausgeführten Anlagen der Zement- und Mineralstoffindustrie nachgewiesen werden. Um den Gutmassenstrom bei der Schüttgutverdichtung nicht durch Einbauten zu stören, wird die Schnecke in Bild 7.51 nur motorseitig gelagert. Sie ist dann auch bei Verschleiß besser auszuwechseln. Bei Schneckendurchmessern zwischen 8 und 34 mm erreicht man nach [7.28] Gutvolumenströme zwischen 4 und 235 m-Vh. Dabei ist die jeweilige Schneckenschleuse auf den nach Abschnitt 4.3 errechneten Durchmesser der Förderleitung anzupassen.
233
8
Die Förderleitung
In einer pneumatischen Förderanlage erfolgt die eigentliche Förderung in der Förderleitung. Die Förderleitung besteht aus einfachen Rohren mit Flanschen an den Verbindungsstellen. Deswegen wird bei der pneumatischen Förderung dort, wo die Förderung abläuft, wesentlich weniger Aufwand betrieben als bei der mechanischen Förderung. Darauf wurde bereits in Tabelle 1.1 hingewiesen. Eine Ausnahme machen hier gewisse pneumatische Förderverfahren nach Kapitel 5.
8.1
Ausführung
Obgleich die Rohrleitung, m der gefördert wird, prinzipiell einfach ist, nehmen doch viele Kriterien, wie z.B. die Schüttguteigenschaften und die hohen Gutgeschwindigkeiten, im Vergleich zur mechanischen Förderung starken Einfluß auf die Gestaltung der Förderleitung. 8.1.1
Rohrdurchmesser
Eine der Hauptaufgaben bei der Auslegung einer pneumatischen Förderanlage nach Kapitel 4 ist die Errechnung des Rohrdurchmessers. Nach der theoretischen Berechnung wählt der Projektingenieur ein im Handel beziehbares Rohr, gekennzeichnet durch Rohrdurchmesser und Wandstärke. Diese Rohre werden meistens in Längen von etwa 6 m hergestellt und mit Flanschen zur Förderleitung verschweißt. Manchmal erfolgt die ganze Herstellung der Förderleitung auf der Baustelle. Dann werden nur Rohre, Flansche und Rohrkrümmer sowie ein Schweißgerät angeliefert, und der Monteur verlegt die Rohrleitung vor Ort nach dem Rohrleitungsplan. Häufiger ist jedoch die Verlegung vorgefertigter Rohrleitungsteile, die nur an wohl überlegten Paßstellen vor Ort verschweißt werden. Eine Förderleitung in Normalstahl St37 wird gewöhnlich mit Rohren nach D1N 2448 (Tabelle 8.1) [8.1] ausgeführt. Die Innendurchmesser dieser Rohre basieren auf Zollmaßen. Wichtige auch international verfügbare Rohre sind von Zoll zu Zoll gestuft. Es empfiehlt sich, als Rohrdurchmesser nach Abschnitt 4.2.4.1 einen ISO-Durchmesser nach Tabelle 8.1 zu wählen und als Erweiterungsdurchmesser nach den Gl. 4.8 oder 4.36 Zwischengrößen auszusuchen.
235
Tabelle 8.1
Nahtlose Stahlrohre nach DIN 2448, (eine Auswahl)
Außendurchmesser
Normaldurchmesser
Innendurchmesser
mm
mni
mm
48,3 51 57 60,3 63,5 70 76,1 82,5 88,9 101,6 108 114,3 121 127
2,6 2,6 2,9 2,9 2,9 2,9 2,9 3,2 3,2 3,6 3,6 3,6 4 4 4 4 4,5 4,5 4,5 4,5 5 5,4 5,9 6,3 6,3 7,1 7,1
43,1 45,8 51,2 54,5 57,7 64,2 70,3 76,1 82,5 94,4 100,8
133 139,7 152,4 159 165,1 168,3 177,8
193,7 219,1 244,5 273 298,5 323,9
107,1 113 119 125 131,7 143,4 150 156,1 159,3 167,8 182,9 207,3 231,9 260,4 284,3 309,7
ISO-Durchmesser
8.1.2
Rohrwerkstoff
Neben den in Abschnitt 8.1.1 beschriebenen Rohren in Normalstahl werden längsnahtgeschweißte Edelstahlrohre nach DIN 2463 eingesetzt [8.2 und 8.3]. Die Werkstoffe dieser Stähle haben folgende Eigenschaften: Werkstoff-Nr. nach DIN 17007: Geschützte Bezeichnung: Kurznahmen nach DIN 17006: Anwendung:
1.4541 V2A XlOCrNiTi 18 9 Wasser organische Säuren bis pH-Wert 4,5
1.4571 V4A X10CrNiMoTM8 10 Chemische Apparate, Kläranlagen, Papierindustrie
Bei weichen Fördergütern, wie z.B. Kunststoffpulvern, werden häufig auch Leichtmetallrohre in AIMg3 verwendet.
236
In pneumatischen Förderanlagen wird durch die Reibung des Förderguts die Innenwand des Förderrohrs sowohl von irgendwelchen Rostpartikeln gesäubert als auch geglättet. Außerdem ist das Fördergut meistens trocken. Deswegen wird der größte Teil der Förderleitungen in Rohren aus Normalstahl ausgeführt. Wegen der stark korrodierenden Atmosphäre wird in Chemieanlagen häufig Edelstahl vorgeschrieben. Hier verunreinigt Rostbildung das Fördergut und die Förderanlage. Aluminium AlMg3 wird auch dort, wo es für die Förderleitung aus Verschleißgründen nicht brauchbar ist, für die Verlegung der Luftleitung zwischen Gebläse und Schleuse eingesetzt. Hier hat Aluminium den Vorzug, daß es sich einfach mechanisch bearbeiten läßt. Ursprünglich wurden in Deutschland Edelstahl- und Aluminiumrohre in einer Stufung des Innendurchmessers von 25 cm zu 25 mm hergestellt. Wegen der internationalen Verwendung ist die Industrie jedoch wieder dazu übergegangen, auch hier den Außendurchmesser nach Tabelle 8.1 zugrunde zu legen. Mit einer Wandstärke von 2 mm bei Edelstahl und 3 oder 4 mm bei Aluminium erhält man dann den Durchmesser d der Förderleitung. Besondere Maßnahmen sind bei stark schleißendem Fördergut, wie z.B. Quarzsand oder Schlacke, vor allem am Rohrkrümmer, aber auch in der Förderleitung erforderlich. Bei Raumtemperatur hat sich hier bisweilen eine Verlegung der ganzen Förderleitung als Gummi-Spiralschlauch bewährt. Bei der pneumatischen Ascheförderung tritt in Normalstahlrohren hoher Verschleiß auf. Hier kleidet man vor allem die Rohrkrümmer, manchmal auch die ganze Förderleitung mit Schmelzbasalt aus [8.4J. Dort wo eine Förderleitung zum Verstopfen neigt, baut man bevorzugt ein Glasrohr in eine pneumatische Förderanlage ein. Damit läßt sich im Betrieb der Förderzustand, insbesondere bei Pfropfenförderung überprüfen. Dabei ist darauf zu achten, daß der Innendurchmesser des Glasrohrs gleich dem Innendurchmesser der Förderleitung ± 2 mm ist. Beim Einbau sollte das Glasrohr nicht unter Druck stehen, sondern von zwei Gummimanschetten drucklos gehalten werden. 8.1.3
Flanschverbindung
Die Förderleitung muß innen möglichst glatt sein. Unsaubere radiale Schweißnähte sowie achsversetzte Flanschverbindungen erhöhen den Verschleiß von Fördergut und Förderleitung. Um bei einer Verstopfung oder aus anderen Gründen eine Förderleitung öffnen zu können, werden die einzelnen Rohre mit zwangszentrierenden Flanschen nach Bild 8.1 und 8.2 verbunden. Bei Bild 8.1 wird ein einfacher Flansch versetzt aufgeschweißt. Er zentriert somit das angeschraubte Rohr. Der aufgeschweißte Bund nach Bild 8.2 hat den Vorteil, daß man beide Rohre gegeneinander verdrehen kann. Aus Kostengründen kann hier der lose Flansch auch aus Aluminium gefertigt sein. Die Beanspruchung von Rohr und Flansch durch den Innendruck von maximal 6 bar ist klein gegenüber der Beanspruchung durch die Schraubenkraft. F's ist nicht schwer, eine Flanschverbindung durch Anziehen der Schraubenkraft dicht zu bekommen. Das gilt auch, wenn die Rohre an den Paßstücken nicht ganz formgenau zusammengeschweißt wurden. Dabei erhält man allerdings die höchste Beanspruchung von Rohr und Flanschverbindung. Diese wird noch vergrößert durch zusätzliche Spannungen in-
237
L:
Bild 8.1 Zwangszentricrende Flanschverbindung für Stahlrohre nach DIN 2448
Bild 8.2 Zwangszentrierende Flanschverbindung mit Bunden für Edelstahlrohre
folge Temperaturschwankungen. Durch thermische Spannungen sind bereits Schweißnähte an Krümmern gerissen. Gewöhnlich wird die Förderleitung mit Rohrbügeln im Abstand von 4 m bis maximal 6 m auf einer elastischen Unterlage verschraubt. Die Biegespannung durch das Gewicht von Rohr und Fördergut ist meistens weniger störend als die rein optisch feststellbare Durchbiegung sowie die Vibration bei pulsierender Förderung. 8.1.4
Schläuche
Wenn die Förderleitung flexibel sein muß, setzt man Schläuche ein. An Schläuche in pneumatischen Förderanlagen werden hohe Anforderungen gestellt: D Druckfestigkeit gegen Förderleitungsdruck, auch gegen Unterdruck, D Formstabilität im Querschnitt, D Beweglichkeit, D kein zu kleiner Krümmungsradius, D Unempfindlichkeit gegen Verschleiß, D keine allzu hohe elektrische Aufladung. Stahlspiralschlauch Ein Stahlspiralschlauch entsteht durch wendeiförmiges Aufwickeln von vorgefalzten Blechbändern. Die einfachste Form nach Bild 8.3 hält den Kreisquerschnitt recht genau, hat aber infolge großer Beweglichkeit ein geringes Rückstellmoment bei Auslenkung. Deswegen ergibt sich bei manchen Einsatzfällen ein zu kleiner Krümmungsradius. Der Empfindlichkeit gegen Verschleiß begegnet man durch mehrere Blechlagen an der Schlauchinnenwand. Bei elektrisch leitender Verbindung des Schlauches zum Flansch lädt sich ein Stahlspiralschlauch nicht elektrostatisch auf. Kunststoffspiralschlauch Der Kunststoffspiralschlauch nach Bild 8.4 ist gewöhnlich aus PVC hergestellt. Dabei übernimmt der zäh-elastische Weich-PVC-Schlauch die Dichtfunktion, während die ein-
238
Bild 8.3 Stahlspiralschlauch a gefalztes und gewendeltes Blcchband h Dichtung
Bild 8.5 Gummispiralschlauch a innere Gummideckschicht b Stahlspirale Bindeschicht
Bild 8.4 Kunststoffspiralschlauch a Wcich-PVC-Schlauch h Hart-PVC-Wendel
a '• M ff
b '
C '•
d •* • •
pv
gegossene Spirale aus Hart-PVC die Stabilität des kreisrunden Querschnitts garantiert. Derartige Schläuche sind im Handel preisgünstig zu erhalten. Sie laden sich jedoch hei der pneumatischen Förderung stark elektrostatisch auf. So haben durchschlagende Funken an manchen Schläuchen bereits Löcher eingebrannt. Das Umwickeln einer Metalllitze löst das Problem nur teilweise, da PVC ein sehr guter Isolator ist. Außerdem ist der Kunststoffspiralschlauch verschleißempfindlich. Gummispiralschlauch Die zu Beginn des Kapitels aufgestellten Forderungen erfüllt der Gummispiralschlauch (Bild 8.5) am besten. Beim Gummispiralschlauch wird die den Schlauchquerschnitt stabil haltende Stahlspirale wie beim Förderband in eine Gummibindeschicht eingebettet. Diese geht zum Schlauchinneren hin in eine verschleißfeste innere Gummideckschicht über. Am äußeren Mantel des Schlauches ist eine Gewebeschicht zur Druckaufnahme aufgetragen. Damit erfüllt der Gummispiralschlauch alle Anforderungen. Durch die besondere Elastizität der Innendeckschicht können Gummispiralschläuche ein Mehrfaches der Standzeit von Stahlrohren bei schleißendem Fördergut erreichen. Wegen der elektrostatischen Aufladung wird der Gummi leitend ausgeführt und die Stahlspirale mit dem Flansch leitend verbunden. Manchmal werden auch zur besseren Ableitung der Aufladung zusätzliche Kupferlitzen wendeiförmig einvulkanisiert.
239
Einlaufauskleidung
Bild 8.6 Prinzip des Schmelzbasalt-Rohrkrümmers nach [8.4]
Förderrohr Schmelzbasalt loser Flansch Stahlmantel
Auslaufauskleidung
Bild 8.7 Rohrweiche 1:2 mit schwenkbarer zylindrischer Kulisse und zwei Rohrdurchbrüchen
Bild 8.8
240
Drehrohrweiche (bis 1:12)
8.2
Rohrführung
Die Förderleitung ist in der Waagerechten und in der Lotrechten mit geraden Rohren verlegt. Diese sind miteinander durch Rohrkrümmer verbunden. Nähere Informationen zum Rohrleitungsbau sind in [8.5] zu finden. 8.2.1
Rohrkrümmer
In Abschnitt 2.3.3 wurde das Verhalten des Förderguts im Rohrkrümmer eingehend beschrieben. Daraus ergibt sich die Krümmergeometrie. Mit der Krümmergeometrie in direktem Zusammenhang steht der Druckverlust im Krümmer sowie der Krümmerverschleiß. Aus Abschnitt 2.3.3.3 läßt sich entnehmen, daß der Projektingenieur in der Wahl des Krümmungsradius für den Rohrkrümmer weitgehend frei ist, wenn er das Verhältnis
R:d=6 nicht unterschreitet. Die Rohrkrümmer werden gewöhnlich auf einer Rohrbiegemaschine auftragsbezogen hergestellt. Bei schleißendem Fördergut hat sich der mit Schmelzbasalt ausgekleidete Rohrkrümmer nach Bild 8.6 bewährt. Im Gegensatz zum sogenannten Pralltopf oder zu speziellen Krümmern mit Verschleißmulde ist der Strömungsquerschnitt im Schmelzbasaltkrümmer konstant. Deswegen wird hier das Fördergut so wenig wie möglich abgebremst. 8.2.2
Rohrweiche
Die Rohrweiche wird bei Verzweigungen in der Förderleitung eingesetzt. In der Druckförderanlage ermöglicht sie eine Förderung von einem Punkt zu wahlweise einem Punkt von mehreren Punkten. Diese Aufgabe besteht z. B. bei der Beschickung einer Siloanlage mit mehreren Zellen. In einer pneumatischen Saugförderanlage ergibt sich die umgekehrte Aufgabe, wo wahlweise von einem Punkt von mehreren Punkten zu einem Sammelpunkt gefördert werden soll. Ist die Verteilung von einem auf zwei (1:2) oder entsprechend die Zusammenführung von zwei auf einen Strang (2:1) erforderlich, setzt man eine 2-Wege-Rohrweiche ein. Von den vielen Möglichkeiten der konstruktiven Gestaltung hat sich das Beispiel nach Bild 8.7 in vielen Einsatzfällen bewährt. Hier hat die innen angeordnete schwenkbare Kulisse zwei nebeneinander liegende Rohrdurchbrüche. Ein Druckluftzylinder kann die Kulisse um 35° verdrehen. Somit wird der eingehende Rohrstrang durch den zweiten Durchbruch mit dem Abzweig verbunden. Eine Verteilung auf mehrere abgehende Stränge kann durch Hintereinanderschalten von mehreren Weichen l :2 nach Bild 8.7 ausgeführt werden. Es besteht jedoch auch die Möglichkeit, eine Mehrfachrohrweiche einzusetzen. Drehrohrweichen nach Bild 8.8, bei denen ein gekröpftes Rohr sich zu mehreren Abgängen drehen kann, werden für bis zu zwölf abgehende Rohrstränge eingesetzt.
241
8.2.3
Rohrbahnhof
Bei der Herstellung von Kunststoffen, wie z.B. PE-Pulver oder PP-Pulver, kommen oft mehrere Stränge am sogenannten Rohrbahnhof an. Das Fördergut soll auf bis zu 20 Silos verteilt werden können. Diese Verteilung wird mit einem Umstellschlauch nach Bild 8.9 verwirklicht. Parallel zu diesem ist eine elektrische Leitung verlegt, deren Stekker der Bediener genauso wie den Umstellschlauch umstecken muß. Damit kann zentral überprüft werden, ob auch tatsächlich das gewünschte Silo zur Befüllung angeschlossen ist. So wird die unerwünschte Sortenvermischung vermieden.
Bild 8.9 Rohrbahnhof 3:13 a Schnellverschlulskupplung b Förderschlauch (Gummispiralschlauch) c elektrische Steuerleitung
242
9
Die Gutabscheidung
Am Ende einer pneumatischen Förderanlage muß das Fördergut von der Luft getrennt werden, damit die Luft in die Atmosphäre entweichen kann. Von wenigen Ausnahmen abgesehen ist es heute nicht mehr möglich, Förderluft und Fördergut frei in die Atmosphäre zu blasen, da der mitgeführte Staub die Umwelt belastet. Die zulässigen Grenzwerte für die Umweltbelastung sind in der TA Luft, Technische Anleitung zur Reinhaltung der Luft 9.1, in Abhängigkeit vom Schüttgut und vom Luftvolumenstrom festgelegt. Die maximale Staubkonzentration von 150 mg/m 3 Luft für ungefährliche Stäube entspricht der Gutbeladung: Qs_ = 0,00015 kg/s QL ~ 1,2 kg/s // = 1,25 . l O-4 kg Staub je kg Luft. 11
Diese ist etwa um den Faktor 105 kleiner als die Gutbeladung bei pneumatischer Flugförderung.
9.1
Vorabscheidung nach der pneumatischen Förderung
Es ist grundsätzlich zu unterscheiden, ob das Fördergut zur Lagerung z. B. in ein Silo mit großem Querschnitt gefördert wird, oder ob die Förderung ein Glied in einem Produktionsprozeß ist. Im ersten Fall hat das Silo a in Bild 9.1 die Funktion des Abscheidens und des Entstaubens. Die Förderleitung b tritt durch einen nach unten führenden Rohrkrümmer in das Silodach ein. Die im Silo aufsteigende staubhaltige Förderluft wird in einem Bunkeraufsatzfilter entstaubt. Ein Absaugventilator d verhindert einen Überdruck im Silo, und bei Verstopfung des Filters öffnet eine Überdruck-Klappe e auf dem Silodach. So ist das Silo gegen einen unzulässigen Überdruck geschützt. Außerdem kann ein Füllstandsmelder f im Siloschaft ein Signal bei vollem Silo geben, um das Silo vor Überfüllung zu schützen. In dieser Anordnung darf der Absaugventilator auch bei aussetzender Förderung keinen größeren Unterdruck erzeugen, als das Silo aufnehmen kann. Sonst ist für diesen Notfall die Klappe auf dem Silodach als Über-Unterdruck-Klappe auszuführen. Im kontinuierlichen Produktionsprozeß wird die Gutabscheidung bevorzugt nach Bild 9.2 ausgeführt. Die Förderleitung a wird hier tangential in einen Filterabscheider b eingeführt. Das in einer Strähne wendeiförmig nach unten fließende Fördergut trägt eine Zellenradschleuse c aus, während die Luft nach oben durch ein Filter d strömt und
243
gereinigt wird. Hier ist eine Zellenradschleuse erforderlich, damit die Förderluft infolge des Überdrucks, der etwa gleich dem Filterwiderstand ist, nicht nach unten ausströmt. Dagegen kann auf einen Absaugventilator verzichtet werden. Die Gutabscheidung nach den Bildern 9.1 und 9.2 funktioniert nur, wenn die Geschwindigkeit der herunterfallenden Staubsträhne größer als die der aufsteigenden Förderluft ist. Im anderen Fall, wie z.B. bei leichtem Ruß, wird der herunterfallende Staub wieder an das Filtermedium getragen und verstopft das Filter mit der Zeit.
Bild 9.1 Fördergutabscheidung im Silo a Silo b Förderleitung c Bunkeraufsatzfilter d Absaugventilator e Überdruckklappe f Füllstandsmelder
Bild 9.2 Kontinuierliche Gutabscheidung im Filterabscheider a Förderleitung b Filterabscheider c Zellenradschleuse d Filter
Der Vorteil der Vorabscheidungen nach den Bildern 9. l und 9.2 liegt darin, daß nicht alles Fördergut (z.B. 10 t/h) an das Filtermedium gelangt und dasselbe verstopft oder verschleißt. Gelangt jedoch nur Feinstaub an das Filtermedium und aller grober Staub wird abgeschieden, dann besteht eher die Gefahr, daß der feine Staub das Filter verstopft. Es soll also möglichst wenig Staub mit einer breiten Kornverteilung an das Filtermedium gelangen. Das ist dann der Fall, wenn die Vorabscheidung weder zu stark noch zu schwach ist. Diese Überlegung veranlaßt manche Filterhersteller, den Einlauf in das Filter für manche Fördergüter oder generell nicht tangential, sondern radial auszuführen.
244
9.2
Feinabscheidung im Zyklon
Zyklone werden seit über 100 Jahren gebaut und seit über 50 Jahren berechnet. Viele neuere Untersuchungen [9.3 bis 9.6] gehen im wesentlichen zurück auf W. BARTH [9.2]. Nach diesen Untersuchungen sowie nach der dort aufgeführten Literatur können Zyklone für bestimmte Einsatzfälle ausgelegt werden. Hier soll lediglich das Verständnis für das grundsätzliche Verhalten und den daraus folgenden Einsatz in pneumatischen Förderanlagen geweckt werden. 9.2.1
Funktion und Gestaltung
Im Zyklon wird das Fördergut aus dem Luftstrom durch Zentrifugalkraft ausgeschieden. Die Zentrifugalkraft entsteht durch den Drall der Strömung. Beim Ausfluß aus einem Behälter neigt jedes Fluid dazu, eine Wirbelsenke zu bilden. Im Potentialwirbel drehen sich im Gegensatz zu den anderen Strömungen die Volumenelemente nicht gegeneinander. Deswegen läßt sich durch den tangentialen Eintritt des Fluids oder Fördermittels in den Zyklon eine stabile Drallströmung erzeugen. Die Eigenarten dieser Strömung sowie den Einfluß zahlreicher technischer Details hat W. KRAMBROCK [9.5 und 9.7] an vielen ausgeführten Zyklonen experimentell untersucht. Die Funktion eines Zyklons am Ende einer pneumatischen Förderleitung zeigt Bild 9.3. Der runde Querschnitt der Förderleitung a ist auf einen rechteckigen Eintrittsquerschnitt b zusammengezogen, der tangential in den zylindrischen Zyklonoberteil c mündet. Das hier ankommende Fördergut fließt im wesentlichen in einer wendeiförmigen Strähne an der Wand des konischen Zyklonteils d nach unten in den Auslauftopf e. Die Luft strömt spiralförmig nach innen und entweicht durch das Tauchrohr f. Die Umfangsgeschwindigkeit der Luftströmung im Zyklon folgt zwischen den Radien rd und r, annähernd der des Potentialwirbels: u • r = konst.
(Gl. 9.1)
Da beim Radius r = 0 die Umfangsgeschwindigkeit u nicht unendlich groß werden kann, muß in der Zyklonachse eine andere Strömung herrschen. Hier bildet sich bis zum Tauchrohrradius r = rt eine Umfangsgeschwindigkeit, wie sie bei der Drehung eines Festkörpers entsteht: u = konst. r
(Gl. 9.2)
Die Theorie der Zyklonabscheidung geht nun davon aus, daß das Korn, das von außen kommend die Zylinderfläche unter dem Tauchrohr durchströmt, in der Tauchrohrströmung mit nach oben genommen und nicht mehr abgeschieden wird. Körner großer Schwebcgeschwmdigkeit und Strähnen werden bevorzugt an die Zyklonwand getrieben und bewegen sich in einer räumlichen Spirale in den Auslauftopf. Unmittelbar an der Wand der einzelnen Zyklonteile geht die Umfangsgeschwindigkeit der Luft gegen null. Dieser kleine Bereich, den man Grenzschicht nennt, hat zwischen den Radien rd und r-t infolge fehlender Zentrifugalkraft kein Druckgefälle von außen nach innen. Das herrscht jedoch in der benachbarten sich drehenden Strömung und
245
Bild 9.3 Die Strömung der Luft und des Förderguts im Zyklon a Förderleitung b Lufteintritt c zylindrischer Zyklonteil d konischer Zyklonteil e Auslauftopf f Tauchrohr g Zyklondecke r, Tauchrohrradius r., Zyklonradius u, Umfangsgeschwindigkeit am Tauchrohrradius H., Umfangsgeschwindigkeit am Zyklonradius
-»•U
überträgt sich auf die Grenzschicht. Dadurch wandert die Grenzschicht von außen nach innen und erzeugt eine Sekundärströmung (Bild 9.3). Im konischen Teil des Zyklons ist die Sekundärströmung erwünscht, da sie die Gutabscheidung in Richtung Auslauftopf unterstützt. Die Sekundärströmung längs der Zyklondecke g ist jedoch unerwünscht; denn sie bringt den mitgeführten Staub nach innen an die Außenwand des Tauchrohrs. Dieser Staub kann in die Tauchrohrströmung gelangen und wird nicht abgeschieden. Nach den Helmholtzschen Wirbelgesetzen endet der Wirbelkern einer Wirbelsenke an einer Wand, was W. KRAMBROCK [9.5] im Experiment zeigt. Dieses Verhalten führt dazu, daß im Wirbelkern bereits abgeschiedener Staub aus dem Auslauftopf e in die Tauchrohrströmung hochgezogen wird (Bild 9.3). Um das zu verhindern, baut man ein kegelförmiges Dach in den Auslauftopf, wenn sich im Auslauftopf Fördergut sammelt und nicht sofort ausgetragen wird. Bei Saugförderanlagen mit einer Zellenradschleuse unter dem Zyklonabscheider verschlechtert die dem Fördergut entgegenströmende Schleusenleckluft die Zyklonabscheidung.
246
9.2.2
Theoretisches Grenzkorn
Auf ein Staubkorn, das sich m der Zyklonströmung befindet, wirkt radial nach außen die Zentrifugalkraft F/ und nach innen die Schleppkraft f s durch die Radialströmung (Bild 9.4). Für ein theoretisches Grenzkorn, das gerade noch abgeschieden wird, herrscht auf der verlängerten Tauchrohrfläche der Gleichgewichtszustand:
Setzt man ein kugeliges Korn voraus und vernachlässigt die Luftdichte gegenüber der Korndichte, dann gilt: U
~
(Gl. 9.3)
— und:
(Gl. 9.4) Dabei ist u, die Radialgeschwindigkeit der Luft in der verlängerten Tauchrohrfläche. Da u, klein ist, gilt für den Widerstandsbeiwert r w im Bereich der laminaren Strömung (s. Bild 3.12):
24 Re,
24 n
(Gl. 9.5)
Mit F/ = Fs erhält man für den theoretischen Korndurchmesser des gerade noch abgeschiedenen Grenzkorns:
d\ = A 18
(Gl. 9.6)
es-«r
Bei vielen Stäuben und handelsüblichen Zyklonen ermittelt man folgende Werte für
0,01 mm < dl < 0,02 mm
(Gl. 9.7)
Bild 9.4 Das Grenz.korn an der verlängerten Tauchrohrfläche
Tauchrohr
l
247
9.2.3
Abscheidegrad
Der nach Gl. 9.6 errechnete Durchmesser d\ eines Grenzkorns ist ein theoretischer Wert bei geringer Staubbeladung. Bei großer Beladung wie am Ende einer pneumatischen Förderanlage (z. B. /< = 10) wird durch die Zentrifugalkraft das meiste Fördergut bereits beim Eintritt (Index e) abgeschieden. Man unterscheidet zwei Abscheidegrade, rjf am Eintritt und >;, an der verlängerten Tauchrohrfläche, deren Summe den Zyklonabscheidegrad >;z ergibt: '//. = '/r + >7i
(Gl. 9.8)
Jeder Zyklon hat mit seinen Betriebsdaten und den Eigenschaften des Förderguts eine bestimmte Grenzbeladung//, bis zu der die Abscheidung ausschließlich an der verlängerten Tauchrohrfläche erfolgt. Bei höheren Beladungen überwiegt die Abscheidung am Eintritt [9.5]. Dabei bewegt sich das am Eintritt abgeschiedene Fördergut in einer Strähne spiralförmig nach unten. Die Gutbeladung hat außerdem einen wesentlichen Einfluß auf den Abscheidegrad des Zyklons. Mit steigender Gutbeladung nimmt zwar der Abscheidegrad als Anteil am gesamten Gutmassenstrom zu, absolut gesehen steigt jedoch der Reststaubgehalt in der Abluft. Das wird noch dadurch verstärkt, daß der für die Abscheidung wichtige Drall, gekennzeichnet durch «; in Gl. 9.6, mit zunehmendem Gutmassenstrom gebremst wird.
Bild 9.5 Fraktionsabscheidcgrad r/y in Abhängigkeit vom Korndurchmesser d^ a theoretischer Verlauf b gemessener Verlauf
13 CD
Korndurchmesser et
Das im Zyklon ankommende Fördergut hat gewöhnlich keinen einheitlichen Korndurchmesser. Es ist vielmehr ein Gemisch aus feinem und grobem Korn (s. Bild 3.4). Die einzelnen Kornfraktionen müßten bei großer Trennschärfe einen steilen Fraktionsabscheidegrad // F haben (Kurve a in Bild 9.5). Dieser Verlauf würde sich bei großer Trennschärfe von Kugeln konstanten Durchmessers ergeben. Trägt man jedoch den gemessenen Fraktionsabscheidegrad //p über dem Korndurchmesser bei der Zyklonabscheidung auf (Kurve b), dann erhält man einen ziemlich flachen Verlauf. Das heißt, die Trennschärfe eines Zyklons ist in Hinblick auf eine gute Abscheidung nicht optimal. Das hat folgende Gründe: D Die Vorabscheidung in der Strähne am Eintritt hat keine große Trennschärfe.
248
D Ein sogenanntes Spritzkorn kann in die Tauchrohrströmung gelangen. Spritzkörner erhält man bevorzugt bei kantigen Körnern oder an Schweißnähten im Zykloninnern. D Die Radialgeschwindigkeit u\ ist nicht über die ganze Tauchrohrfläche konstant [9.5]. D Die Umfangsgeschwindigkeit u-, wird mit zunehmender Gutheiadung abgebremst. D In der Sekundärströmung an der Zyklondecke sowie im Wirbelkern werden Staubanteile in die Tauchrohrströmung transportiert. Alle diese Einflüsse verschlechtern die Trennschärfe des Zyklons und damit das Abscheideverhalten. 9.2.4
Druckverlust im Zyklon
In Zyklonen zur Abscheidung des Förderguts am Ende von pneumatischen Förderanlagen ist der Druckverlust gewöhnlich unbedeutend (z.B. 1000 Pa) im Vergleich zum Druckverlust in der Förderleitung. Der Druckverlust im Zyklon läßt sich aufteilen in einen Druckverlust vom Eintritt (Index e) bis zur Strömung an der verlängerten Tauchrohrfläche und in einen zweiten von dort bis hinter den Tauchrohreintritt (Index i). Es gilt dann: Ap =
»>•
(Gl. 9.9)
/ c c oo o
/
30
0} o
/
0 t 0)
•&• o
/ / A
PO o
Widerstandsbeiwert ^
40
/
^
0
2
g
20
c ro
10
CD "D
4
6
1
10
GeschwindigkeitsverhältniSy1 Bild 9.6 Widerstandsbeiwert ep; eines Zyklons als Funktion des Geschwindigkeitsverhältnisses ujv, nach [9.2]
0,01
0,1 Gutbeladung «
1
10
»•
Bild 9.7 Widerstandsbeiwerte tgc„ Cn f c a's Funktion der Gutheiadung// nach Messungen von [9.5]
249
Dabei ist Ap, wesentlich größer als Apc. Nach grundlegenden Untersuchungen von W. BARTH [9.2] ist der wesentliche Druckverlustbeiwert c, vor allem eine Funktion des Verhältnisses der Umfangsgeschwindigkeit u, zur Radialgeschwindigkeit i>, im Tauchrohr (Bild 9.6). Mit steigender Gutbeladung wird der Druckverlust eines Zyklons nicht etwa größer, sondern kleiner, weil die Umfangsgeschwindigkeit u durch Reihung der Luft am Schüttgut abnimmt. Damit wird der Widerstandsbeiwert t; kleiner. Messungen hierzu zeigt Bild 9.7. 9.2.5
Einsatzkriterien
Die in Abschnitt 9.2.3 erläuterte geringe Trennschärfe des Zyklons ist ein Nachteil dieses auf einem Naturgesetz, basierenden Abscheiders. Bei der pneumatischen Förderung entsteht oft feiner Abrieb durch die Reibung des Förderguts an der Rohrwand. Außerdem sind die Gutbeladungen hoch, was den Drall der Strömung durch erhöhte Luftreibung vermindert. Schließlich entstehen bei großer Gutbeladung Luftmengenschwankungen, die Abweichungen von der optimalen Zyklonauslegung bedingen. Das alles führte dazu, daß der Reststaubgehalt nach einer Zyklonentstaubung in vielen pneumatischen Förderanlagen nicht mehr den Anforderungen der TA Luft entsprach. Deswegen wurde mancher Zyklon am Ende von pneumatischen Förderanlagen durch ein Filter ersetzt. Eine Vorabscheidung durch einen Zyklon und eine anschließende Nachabscheidung im Filter ist im allgemeinen nicht sinnvoll. Wie in Abschnitt 9. l gezeigt wurde, arbeitet ein Filter besser, wenn es nicht nur Feinstaub abzuscheiden hat. Dennoch hat sich der Zyklon in zahlreichen verfahrenstechnischen Prozessen bewährt. Verwendet man beispielsweise die Abluft erneut zur Förderung, was in sogenannten Umluftanlagen (s. Bild 7.3b) erfolgt, dann stört ein gewisser Reststaubgehalt nicht. Ausgenommen davon sind allerdings Anlagen, die staubexplosionsgefährdet sind. Schließlich gibt es viele extreme Anforderungen an Staubabscheider, wie z.B. hohe Temperaturen, hohe Feuchtigkeit, klebriges Fördergut u.a., die der Zyklon aufgrund seiner einfachen Bauweise besonders gut erfüllt.
9.3
Feinabscheidung im Filter
Die Filterabscheidung hat für die Reinhaltung der Luft in den vergangenen Jahren zunehmend an Bedeutung gewonnen. Das gilt auch für die pneumatische Förderung, wo mit dem Filterabscheider am sichersten die Vorschriften der TA Lirit [9.1] eingehalten werden können. Dennoch sind die zu entstaubenden Luftvolumenströme bei der pneumatischen Förderung nur etwa ein Tausendstel dessen, was die größten Filteranlagen in anderen Prozessen leisten. Hier sollen Theorie und Funktion nur so weit behandelt werden, wie sie für die pneumatische Förderung Bedeutung haben. Eingehendere, insbesondere theoretische Grundlagen können in der Literatur nachgelesen werden [9.8, 9.9, 9.10 mit den darin aufgeführten Literaturangaben]. Obwohl sich die Wissenschaft mit dem Abscheidevor-
250
gang intensiv beschäftigt hat, werden bis heute die Filterabscheider gewöhnlich nach praktischen Erkenntnissen ausgelegt [9.9]. 9.3.1
Theorie der Filterabscheidung
Die mit Staub bcladene Luft strömt das Filtermedium, bestehend aus Gewebe, Vlies oder Nadelfilz, an (Bild 9.8). Ist das Filtermedium noch sauber, dringen einzelne Staubteilchen durch die Fasern des Mediums und gelangen auf die Reingasseite. Andere lagern sich auf der Rohgasseite an und bilden die eigentliche Filterschicht, die auch die feineren Staubteilchen zurückhält. Die sich darauf ansetzende Staubschicht wird regelmäßig abgereinigt. Während sich beim Zyklon ein theoretisches Grenzkorn errechnen läßt, das als kleinstes Korn gerade noch abgeschieden wird (Gl. 9.6), arbeitet das Filter grundsätzlich anders. Die Staubabscheidung des Filters setzt sich aus drei Abscheidevorgängen zusammen [9.8]: a) Siebung: Grobe Körner werden durch Siebung zu 100% abgeschieden, weil sie infolge der Maschenweite des Faserwerks (z.B. 75 bis 150 um) zurückgehalten werden. b) Trägheitsabscheidung: Feine Staubkörner folgen annähernd genau den Stromlinien der Porenströmung, dringen durch das Faserwerk und werden nicht abgeschieden. Je größer der Korndurchmesser ist, desto eher treffen sie infolge der Trägheit auf eine umströmte Faser und lagern sich dort an.
Bild 9.8 Stauhabscheidung an einem textilen Filtermedium a Filtermedium b eingelagerte Staubschicht c aufgelagerte und abzureinigende Staubschicht d Rohgasseitc e Reingasseite
251
»• ibscheidegrad
100 \
°/
\
f
f
22i
50
n
Bild 9.9 Abscheidegrade der einzelnen Abscheidevorgänge a Siebung b Trägheitsabscheidung c elektrostatische Abscheidung d Summenkurve e Zone verminderter Abscheidung
Korndurchmesser ds-
c) Elektrostatische Abscheidung: Sehr feine Staubkörner werden bei elektrostatischer Aufladung bevorzugt von den Fasern angezogen und lagern sich dort an. Ein ähnliches Verhalten haben andere Anziehungskräfte. Diese drei Abscheidevorgänge bewirken, daß sowohl grobe als auch ganz feine Staubkörner zu annähernd 100% abgeschieden werden. Nach Bild 9.9 liegt dazwischen eine Zone verminderter Abscheidung. 9.3.2
Reststaubgehalt
In der TA Luft [9.1 ] sind pauschal Reststaubgehalte von maximal 150 mg je m' Luft bei ungefährlichen Stäuben und 20 mg je m ! Luft bei gefährlichen Stäuben vorgeschrieben. Dabei ist keine Aussage über die Feinheit und die Korngrößenverteilung des Staubes gemacht. Folglich hat die Industrie (Anlagenbauer und Anlagenbetreiber) dafür zu sorgen, daß bei dem jeweils ankommenden Staub die vorgeschriebenen Werte nach der Filterabscheidung nicht überschritten werden. Somit muß der Filterhersteller eine Aussage über das Abscheideverhalten seines Filters in Abhängigkeit von der Korngrößenverteilung des Staubes machen können. F. LÖFFLER [9.10] definiert den Trenngrad oder den Eraktionsabscheidegrad ?/F (d s ) als entscheidende Information über das Abscheideverhalten des Abscheiders: jr = >iv (d s ) = E •
(Gl. 9.10)
Dabei ist £ das Verhältnis der abgeschiedenen zur aufgegebenen Gesamtstaubmenge. <7,,i, und qmh sind die Mengenanteile in den abgeschiedenen bzw. in den aufgegebenen Staubfraktionen. Eine Staubfraktion kann z.B. der Staubanteil zwischen 0,001 und 0,005 mm Korndurchmesser sein. Nach Gl. 9.10 ist der Trenngrad eine Funktion des Korndurchmessers d$. Außerdem kann er sich mit der Zeit ändern. Wie in Abschnitt 9.3.1 beschrieben wurde, wird der beste Trenngrad eines Filters erst dann erreicht, wenn sich unter der Faseroberfläche auf der Rohgasseite eine Staubschicht aufgebaut hat. Diese hat eine Porenweite, die kleiner als der Faserabstand ist, so daß sich an ihr der eigentliche Abscheidevorgang vollzieht.
252
Bild 9.10 Trenngrad ijr als Funktion der Korngröße d^ bei der Abscheidung von Kalkstaub der mittleren Korngröße 5 um an einem Filter aus. Polyesternadelfilz, 600 g/m 2 , nach Messungen von [9.9], mit einer Anströmgeschwindigkeit von 150 m/h und Abreinigung durch Druckluft, bei folgenden Parametern: Kurve
a b c d e
Betricbszeit min
Filterwiderstand Pa
1 2
260 270
16 32
350 470
1,0
0,96 /
0,92 0,88 0,84
0
2 4 6 Korndurchmesser et
8 um 10 »•
In Bild 9.10 wurde nach Messungen von F. LÖFFLER [9.9J der Trenngrad als Funktion der Korngröße für die Filterabscheidung eines Kalksteinstaubes aufgetragen. Parameter ist die Betriebszeit des Filters. Die Kurven a bis e zeigen, daß anfangs bei geringem Filterwiderstand noch relativ wenig Feinstaub abgeschieden wurde. Mit fortschreitender Zeit verbessert sich die Feinstaubabscheidung. Gleichzeitig steigt der Filterwiderstand, bedingt durch Anlagern einer Staubschicht, an der die eigentliche Abscheidung erfolgt. Durch Erfahrung an den vielen ausgeführten Filteranlagen weiß man, daß Faserfilter nach dem oben beschriebenen Einfahrvorgang den Forderungen der TA Luft genügen, wenn sie richtig ausgelegt wurden. So nennt beispielsweise H. MEYER zu RIEMSLOH [9.8] erreichbare Reststaubgehalte zwischen 5 und 50 mg/m' Luft. Derart gute Werte mögen der Grund sein, warum in den vergangenen Jahren das Filter den Zyklon als Abscheider am Ende einer pneumatischen Förderanlage in vielen Einsatzfällen verdrängt hat. 9.3.3
Filterbelastung
Die erforderliche Filterfläche für die Entstaubung eines durch die Förderung gegebenen Luftvolumenstroms richtet sich nach der möglichen Filterbelastung in m Vh je m 2 Filterfläche. Das ist die Anströmgeschwindigkeit der Filterfläche, die auch Filtrationsgeschwindigkeit genannt wird. Die mögliche Anströmgeschwindigkeit ist ein empirisch ermittelter Wert. Sie folgt aus der Messung an Versuchsfiltern. Dabei nehmen auf den maximal möglichen Wert vor allem die Staubeigenschaften (z. B. Korngröße und Kornverteilung), das Filtermedium und die Art der Filterabreinigung Einfluß. Abreinigungsfilter für große Entstaubungsanlagen arbeiten nach einer Zusammenstellung von F. LÖFFLER [9.9| mit Filtrationsgeschwindigkeiten in folgendem Bereich:
UF = 36 m/h bis 150 m/h. 253
Andere Filterhersteller geben folgende Werte an: i)f = 30 m/h bis 120 m/h. In pneumatischen Förderanlagen mit druckluftabgereinigten Filtern werden je nach Staubart folgende Werte zugrunde gelegt: ü F = 60 m/h bis 240 m/h.
Höchste Werte (bis t>|. = 2000 m/h) erreicht man bei Granulat-Saugfördergeräten. Diese sind möglich, weil hier nach Bild 9.9 die Filterabscheidung vor allem auf Siebung beruht. Bei der experimentellen Ermittlung der erforderlichen Anströmgeschwindigkeit i;F wird ein Filter längere Zeit mit Staubluft beaufschlagt. Dabei steigt, wie auch aus Bild 9.10 ersichtlich ist, der Filterwiderstand mit der Zeit an. Ein funktionsfähiges Filter hat eine obere und eine untere Grenze des Filterwiderstandes. Diese gibt H. MEYER zu RIEMSI.OH [9.8] mit folgendem Bereich an: A/; = 600 bis 1500 Pa.
Andere Filterhersteiler fassen den Bereich noch weiter: Ap = 300 bis 1900Pa. An der unteren Grenze ist die Abscheidung unzureichend (Bild 9.10). Die obere Grenze ist kennzeichnend für eine beginnende Verstopfung. Bei Betrieb mit Absaugventilator nimmt dann der Filter nicht mehr die anstehende Luftmenge auf. Ein DrehkolbenSauggebläse ist bei annähernd konstantem abgesaugtem Luftvolumenstrom in der Lage, den Differenzdruck am Filterelement bis zur Zerstörung desselben oder des Stützkorbes zu erhöhen. Der oben angegebene Filterwiderstand beträgt jedoch nur etwa l % des Widerstandes einer pneumatischen Mitteldruckförderanlage und kann vom Gebläse ohne Auswirkung auf die Förderung aufgebracht werden. Es ist für die Filterabscheidung am Ende einer pneumatischen Förderanlage bezeichnend, daß sich die Größe der Filterfläche im wesentlichen nach dem Luftvolumenstrom und fast nicht nach dem Gutmassenstrom richtet. Dabei ist allerdings aus Verschleißgründen darauf zu achten, daß das Fördergut die Filterelemente nicht mit der Fördergeschwindigkeit anbläst. 9.3.4
Filterausführungen
Filter werden seit über 100 Jahren gebaut und haben eine lange Entwicklung hinter sich. 9.3.4.1
Filtermedium
Das Filtermedium war ursprünglich ein Gewebe, gewoben aus versponnenen Naturfasern (Wolle, Baumwolle, Zellwolle). Diese Gewebe weisen einen unterschiedlichen Strömungswiderstand an und zwischen den Fäden auf.
254
Bild 9.11 Filterelement als Schlauchfilter, Taschenfilter und Sternfilter a Filtermedium b Stützkorb
Filterung
Abreinigung
Schlauchfilter:
// \\, Taschenfilter:
rf' o\\~
8
S 9
e B
t
Sternfilter:
255
Seit etwa 40 Jahren werden als Filtermedien Nadelfilze hergestellt [9.11]. Diese haben hei Dicken bis zu 3 mm einen lockeren räumlichen Aufbau und bilden die Voraussetzung für eine Filterabscheidung nach Bild 9.9. Nadelfilzmedien werden bevorzugt aus synthetischen Fasern wie Polyester, Polyakrylnitril, Polyamid und Polypropylen gefertigt. Damit ist auch ein Betrieb bei höheren Temperaturen möglich (z. B. 140 °C bei Polyester). Eine weitere Entwicklung führte zum Einsatz von Vliesen mit höherer Steifigkeit, so daß auf einen Stützkorb am Filterelement verzichtet werden kann. 9.3.4.2
Filterelement
Das ursprüngliche Filterelement war der Schlauch. Bei der pneumatischen Förderung hat sich das druckluftabgereinigte Filter mit einer Durchströmung des Filterelements von außen nach innen durchgesetzt [9.12]. Dabei verwendet man als Filterelement den Schlauch, die Tasche oder den steifen Zylinder mit sternförmigem Querschnitt (Bild 9.11). Das Schlauchfilter benötigt mehr Bauvolumen bei gleicher Filterfläche als das Taschenfilter. Die Schläuche können jedoch länger (z. B. 2,2 m) als die Taschen (z. B. l m) sein. Außerdem machen die Taschenflächen beim Abreinigen einen etwas größeren Weg als die Schlauchflächen. Das Sternfilter ermöglicht wie das Taschenfilter eine große Filterfläche auf kleinem Raum bei gleicher Länge wie das Schlauchfilter. Durch die Steifigkeit des Filtervlieses benötigt das Sternfilter keinen Stützkorb. So hat sich das relativ junge Sternfilter bei vielen Entstaubungen der pneumatischen Förderung bewährt. 9.3.4.3
Filterabreinigung
Die Gesamtfunktion eines Filters einer pneumatischen Förderanlage läßt sich in folgende Teilfunktionen untergliedern, die sich periodisch wiederholen: A) B) C) D)
Staubabscheidung aus der Förderluft; Unterbrechen des Luftstroms; Mechanisches Ablösen des Filterkuchens; Rückspülen und Reinigen des Filtermediums.
Die Teilfunktionen B, C und D betreffen die Abreinigung. Es gibt viele Filterbauarten, die diese Funktionen mehr oder weniger perfekt manuell, halbautomatisch, oder vollautomatisch ausführen. Die druckluftabgereinigten Filter fassen diese Teilfunktionen zusammen, indem sie entgegen dem Förderluftstrom in zeitlichen Abständen einen Teil der eingebauten Filterelemente mit einem Druckluftstoß beaufschlagen. Dadurch löst sich der angelagerte Staub. Ein solches Filter zeigt Bild 9.12. Der durch die Förderleitung a tangential eintretende Luft- und Gutstrom wird zum größten Teil als Strähne abgeschieden und fließt spiralförmig zum Fördergutauslauf i. Die staubhaltige Luft steigt nach oben und durchdringt die Filterschläuche b, wobei sich der Staub am Filtermedium anlagert. In gewissen Zeitabständen wird eine Schlauch-
256
Bild 9.12 Druckluftabgcreinigtes Schlauchfilter am Ende einer pneumatischen Förderanlage a Förderleitung mit tangentialem Eintritt b Filterschlauch c Injektordüse d Membranventil e Druckluftspeicher Magnetventil Steuergerät Reinluftstutzen Fördergutaustritt
reihe, hier bestehend aus fünf Schläuchen, nach der anderen abgereinigt. Dazu öffnet das Membranventil d schlagartig, so daß die im Druckluftspeicher e mit 6 bar Überdruck gespeicherte Luftmenge den Injektordüsen c zugeführt wird. Diese blasen die Schläuche b auf und lösen die eingangs beschriebenen Funktionen B, C und D aus. Gesteuert wird die Öffnung des Membranventils d über ein Magnetventil f und das Steuergerät g. Dabei ist sowohl das Impulsintervall als auch die Impulsdauer (0, l bis l s) der Ventilöffnung steuerbar. Außerdem kann die Filterabreinigung auch über den Druckverlust geregelt werden. Gewöhnlich fällt bei der Abreinigung der am Filtermedium angelagerte Filterkuchen als Strähne entgegen der aufwärts strömenden Luft in den Auslaufkonus. Ist die Schwebegeschwindigkeit feiner Staubkörner jedoch kleiner als die Aufwärtsgeschwindigkeit der Förderluft im Filter, dann werden diese Stäube an der Schlauchoberfläche ständig abgeblasen und wieder angezogen. Für diese Stäube ist ein ohne Unterbrechung durchlaufendes Filter nicht geeignet. Hier sollte der gerade abgereinigte Teil des Filters nicht sofort mit Förderluft beaufschlagt werden.
257
9.3.5
Einsatzkriterien
Im Gegensatz zum Zyklonabscheider ist der Filterabscheider am Ende einer pneumatischen Förderanlage für die allermeisten Fördergüter so einsetzbar, daß auch bei schwankenden Luft- und Fördergutströmen eine Abscheidung erreicht wird, die den gesetzlichen Vorschriften [9.1] entspricht.
258
10
Pneumatische Förderanlage
In den Kapiteln 2 bis 5 wurden die Grundlagen der pneumatischen Förderung sowie die Anlagenausführung behandelt. Mit dem Wissen über die Anlage und über die Komponenten nach den Kapiteln 6 bis 9 kann der Projcktingenieur eine Anlage konzipieren. Dabei muß er aber noch einiges beachten.
10.1
Planung und Bau
Eine Förderanlage verbindet stets zwei Verfahrensstufen, beispielsweise die Polymerisation mit der Homogenisierung, aber auch mit der Lagerung, bei der Kunststoffherstellung. Der Förderprozeß ist in der Industrie also mindestens so häufig wie die einzelnen Verfahrensprozesse insgesamt. Deswegen trifft man auch in jedem Herstellungsprozeß auf zahlreiche Förderanlagen. Der Projektingenieur kann die Förderanlage funktionsgerechter gestalten, wenn er die Sonderheiten der vor- und nachgeschalteten Verfahrensstufen kennt. Anlagen werden stets vorort erstellt. Deswegen ist keine pneumatische Förderanlage wie die andere, und für jede Anlage ist individuell nach der Montage ein Funktionsnachweis zu erbringen. Die Funktion wird demnach nicht beim Hersteller, sondern beim Betreiber der pneumatischen Förderanlage nachgewiesen. Der Projektingenieur muß entscheiden, ob er den Funktionsnachweis selbst erbringt oder ob der Montageleiter denselben durchführt. Manchmal wird in Unkenntnis des Anlagenbaus so gehandelt, als ob der Funktionsnachweis an den Komponenten (Gebläse, Schleuse, Filter) bereits für eine sichere Anlagenfunktion genügt. Die Funktion der Komponenten ist notwendig, aber nicht hinreichend für die Funktion der Anlage. Die Anlagenfunktion ist der Komponentenfunktion übergeordnet. So hat auch die Anlagenfunktion ein eigenes Funktionsrisiko, dessen Kosten kalkulatorisch in den Verkaufspreis der Anlage eingerechnet werden. In den nächsten beiden Beispielen sollen eine pneumatische Druckförderanlage und eine pneumatische Saugförderanlage mit ihrem für die Planung und für den Betrieb wichtigen Umfeld beschrieben werden.
259
Bild 10.1 R + I-Schema einer Anlage zur Förderung, Lagerung und Tankwagenentleerung von Polyestergranulat unter Stickstoff
260
10.2
Beispiel einer pneumatischen Druckförderanlage
Anforderungen Das aus der Produktion mit einem Gutmassenstrom von 2 t/h anfallende Polyestergranulat (PET-Granulat) soll nach Bild 10.1 in einem Tagesbehälter (60 m 3 ) zwischengespeichert werden. Vom Behälterauslauf ist das PET-Granulat schonend mit einem Gutmassenstrom von 6 t/h in einen zweiten Behälter zu fördern, aus dem es zur Weiterverarbeitung fließt. Bei Produktionsausfall soll dieser zweite Behälter auch von einem Tankwagen beschickt werden können. Um Fadenrisse bei der späteren Garnherstellung zu vermeiden, erfolgen alle Förderungen und Lagerungen unter Stickstoff (N>). Dabei werden hohe Anforderungen an die Betriebssicherheit dieser Anlage zur Förderung und Lagerung von PET-Granulat gestellt. Konzeption Den Aufbau der Anlage zeigt das R + I-Schema nach Bild 10.1. Um den Stickstoff nach der Förderung wieder zu verwenden, ist die Anlage nach dem Umluftprinzip in geschlossenem Kreislauf ausgeführt. Jede pneumatische Förderanlage hat einen Nullpunkt, wo etwa der Atmosphärendruck herrscht. Dieser wird hier auf die Saugseite der Gebläsestation gelegt. Dadurch arbeitet die Anlage als pneumatische Druckförderanlage und steht unter Überdruck. Das hat den Vorteil, daß bei einer undichten Flanschverbindung kein Sauerstoff aus der Atmosphäre in die Anlage eindringen, sondern nur Stickstoffaus der Anlage ausströmen kann. Der leichte Überdruck in der Anlage wird so eingeregelt, daß bei Unterschreiten eines Überdrucks von 5 mbar Stickstoff in die Anlage eingeführt wird und bei einem Überschreiten von 20 mbar Stickstoff aus der Anlage abgeblasen wird. Ein ölfrei arbeitender Schraubenverdichter (Druckerhöhung 3 bar) mit nachgeschaltetem Kühler, Sicherheitsventil und Feinfilter sowie einer Bypassleitung für den Leerlaufbetrieb versorgt die Anlage mit Druckstickstoff. Parallel dazu steht ein Stand-byVerdichter. In regelmäßigen Abständen (z.B. wöchentlich) wird der Betrieb von einem auf den anderen Verdichter umgeschaltet. Damit ist bei Störung eines Verdichters der andere stets betriebsbereit. Der gelieferte Druckstickstoff wird in einem Druckbehälter mit Kondensatablaß zwischengespeichert. Zwei Druckschalter schalten den gerade betriebenen Verdichter ein, wenn der Druck im Windkessel 3,5 bar absolut beträgt. Bei 4 bar absolut wird er wieder ausgeschaltet. Damit steht für den Betrieb ständig ein Druck größer als 3,5 bar zur Verfügung. Nach dem Windkessel strömt der Stickstoff mit 2,5 bar bis 3 bar Überdruck durch einen Druckregler mit nachgeschalteter Lavaldüse einem Druckgefäß zu. In der anschließenden Langsamförderung wird mit einem Überdruck von 1,5 bar das PETGranulat bei 8 m/s Gasgeschwindigkeit und einem Gutmassenstrom von 6 t/h schonend in das 2. Silo gefördert. Das Entspannungsgas aus dem Druckgefäß wird auf die Decke des 1. Silos geführt. Dort kann es über eine dachförmig geneigte Entlüftungsleitung in das 2. Silo strömen, wo es sich mit dem Fördergas vereinigt und in einem druckgasgereinigten Bunkeraufsatzfilter entstaubt wird. Der Reststaub wird in der Rückführleitung
261
durch eines von zwei parallel geschalteten Filtern aus dem Gas abgeschieden. Ist der Hilterwiderstand durch angelagerten Staub angestiegen, wird auf das parallele Filter umgeschaltet und im ersten Filter das Filterelement manuell ausgewechselt. Die Ringgasleitung führt den Stickstoff zur Gebläsestation zurück. Parallel zur Druckgefäßförderung kann PET-Granulat unter Stickstoff in die Anlage mit einem Tankwagen von 25 m' Ladevolumen eingebracht werden. Das erfolgt mit zwei Gummispiralschläuchen. Der eine stellt die Verbindung zur Druckgasversorgung und der andere zur Förderleitung her. Der Tankwagen wird zunächst von l auf 3 bar aufgepumpt und entlädt sich dann in die Förderleitung, wobei der Gutmassenstrom durch Aufteilen des Fördergases eingestellt wird. Um den Tankwagen aufzupumpen, werden dem System maximal 50 m' Stickstoff entnommen. Weitere 15 m' sind erforderlich, wenn das System vom drucklosen Zustand auf den Betriebszustand gebracht wird. Um diese Gasmengen nicht ständig einzuspeisen und abzublasen, wird in unmittelbarer Nähe der Stickstoffeinspeisung in das System ein Gasballon mit 80 m' Speichervolumen eingebaut. Dieser hat einen durch Gewichtsbelastung aufgeprägten Druck von 12 mbar. Er kann zwischen dem aufgeblasenen und dem entleerten Zustand eine Stickstoffmenge aufnehmen, die in jedem Betriebszustand zusätzlich benötigt werden könnte. Durch Messung wird der Sauerstoffgehalt im Stickstoff der Anlage ermittelt und bei Bedarf durch Einblasen frischen Stickstoffs reduziert. Beim Einfahren muß eine Stickstoffmenge vom etwa 4- bis 5fachen des Anlagenvolumens durch die Anlage gespült werden, bis der Restgehalt an Sauerstoff vertretbar ist.
10.3
Beispiel einer pneumatischen Saugförderanlage
In diesem Beispiel wird eine pneumatische Schiffsentladeanlage beschrieben. Pneumatische Schiffsentladeanlagen werden gewöhnlich als Sauganlagen ausgelegt, da die Sauganlage besonders geeignet ist, um rieselfähiges Schüttgut vom Boden aufzunehmen. Anforderungen Um die Liegezeiten großer Überseeschiffe mit mehreren 100 000 t Ladung klein zu halten, soll der Gutmassenstrom bei der Entladung möglichst groß sein. Dadurch erhält man eine Förderleitung mit großem Rohrdurchmesser, die von Hand nicht zu den Laderäumen des Schiffes zu bewegen ist. Bei Einmannbedienung soll der Bcdiener die Anlage von dem Punkt aus führen können, von wo er die Ladung einsehen kann. In den letzten Jahren wird bei der Schiffsentladung zunehmend Wert auf umweltfreundlichen Betrieb gelegt. Anlage und Fördergut dürfen keinen zu hohen Lärm entwickeln. Außerdem muß die Abluft entstaubt sein. Daten Die Sauganlage nach Bild 10.2 wurde von der Firma Bühler, Uzwil, für die FirmaTagol in Lissabon gebaut. Sie ist die rechte von drei Schiffsentladeanlagen in Bild 10.3 und hat folgende Daten:
262
Bild l U.2 Pneumatische Schiffscmladeanlage für 600 t/h Sojabohnen mit Daten nach Abschnitt 10.3 (Werkbild: Firma Bühler)
263
Aufstellungsort: Fördergut: Schüttdichte: Gutmassenstrom: vertikaler Förderweg: horizontaler Förderweg: Rohrdurchmesser: Luftversorger: Antriebsleistung: Schiffsgröße:
Lissabon Sojabohnen 750 kg/m 3 60Ü t/h max. 25 m max. 32 m 600 mm Turboverdichter 800 kW 80 000 DWT
Konzeption Das Schiff in Bild 10.3 hat eine Zuladung von etwa 180 0001 Sojabohnen. Wenn alle drei Entladeanlagen in Betrieb sind, können pro Stunde folgende Mengen Sojabohnen entladen werden: a) 1. Schiffssauganlage: 600 t/h b) mechanische Schiffsentladeanlage: 800 t/h c) 2. Schiffssauganlage (Bild 10.2): 600 t/h Summe: 2000 t/h Einschließlich Restesaugen kann damit das Schiff in etwa 100 h entladen werden. Um einen hohen Gutmassenstrom zu erreichen, werden die Wege für die pneumatische Förderung möglichst kurz gehalten. Dazu verläuft parallel zum Kai ein Förderband, das den Transport von 2000 t/h Sojabohnen in die Silos übernimmt. Zwischen Förderband und Schiff fahren drei Portaleauf Schienen. Auf jedem Portal ist eine der drei Entladeanlagen drehbar über einen Kugellager-Drehkranz aufgesetzt. So kann der Saugheber nach Bild 10.2 jeden Punkt des 200 m langen Schiffes erreichen, ohne daß das Schiff verholen muß. Außerdem erfolgt die Entladung gleichmäßig über die Schiffslänge, so daß das Schiff durch Teilentladung nicht unzulässig beansprucht wird. In Hinblick auf einen kurzen Förderweg der pneumatischen Förderanlage werden die Sojabohnen vom Saugheber zum Förderband mit einem Trogkettenförderer transportiert. Je kürzer der Förderweg ist, desto kleiner wird bei gleichem Gutmassenstrom der Rohrdurchmesser und der Leistungsbedarf. Die pneumatische Saugförderanlage ist in Bild 10.2 dargestellt. Die Saugförderleitung mit lotrechtem und waagerechtem Teleskop kann am Ausleger noch gehoben und gesenkt werden. Sie endet in einem Pralltopf, unter dem eine Zellenradschleuse Größe 1250 sitzt und die Sojabohnen ausschleust. Die nach oben strömende Luft wird in einem pneumatisch abgereinigten Filter entstaubt, der in der lotrechten Rohrstütze untergebracht ist. Die aus einem Filter von einem Turboverdichter abgesaugte Reinluft strömt anschließend durch einen Schalldämpfer ins Freie. Der hier erstmals eingesetzte Turboverdichter kann leichter als ein großes, langsam laufendes Drehkolbengebläse schallgedämmt werden.
264
Bild 10.3 Schiffsendadeanlage mit einer pneumatischen Sauganlage (600 t/h), einer mechanischen Entladeanlage (800 t/h) und einer pneumatischen Sauganlage (600 t/h), letztere nach Bild 10.2 [10.1 j (Werkbild: Firma Bühler)
Die gesamte pneumatische Förderanlage ist über einen Drehkranz mit dem Portal verbunden. So kann der Ausleger auch in der Waagerechten schwenken. In Hinblick auf einen Gewichtsausgleich sind in dem drehbaren Teil des Hebers die Maschinen auf der dem Ausleger entgegengesetzten Seite angeordnet. Damit kann die Saugdüse über fünf Freiheitsgrade bewegt werden. Das begünstigt die flexible Absaugung des Ladevolumens, wofür minimal drei Freiheitsgrade benötigt werden. Die Betätigung des Saughebers erfolgt durch nur eine Bedienungsperson gewöhnlich über Funksteuerung. So hat der Bediener die Möglichkeit, die Anlage mit Einsicht in den Ort des Geschehens zu führen.
265
Formelzeichen
Formelzeichen
empfohlene SI-Einhcit
Bedeutung
a A
m; mm m2 m 2 ; mm 2 m2 1 m/s m/s 1 m/s m/s m/s m/s m; mm m; mm m; mm m; mm m; mm m; mm 1 N N N N N N N N 1 Hz m/s2 m 1 1 1 1 verschiedene mm m
Rohrachse Querschnittsfläche Querschnittsfläche des Korns Schüttgutoberfläche Faktor Gutgeschwindigkcit Gutgeschwindigkeitsdifferenz Widerstandsbeiwert radiale Gutgeschwindigkeit axiale Gutgeschwindigkeit Pfropfengeschwindigkeit Umfangsgeschwindigkeit der Strömung im Ventilator Rohrdurchmesser hydraulischer Durchmesser Lavaldüscndurchmesscr Korndurchmesser mittlerer Korndurchmesser theoretischer Grenzkorndurchmesser bezogene abgeschiedene Staubmenge Kraft Auftriebskraft Gewicht des Einzel korns Normalkraft Gewichtskraft eines Korns Schleppkraft Scherkraft Zentrifugalkraft Froudezahl Frequenz Erdbeschleunigung Hubhöhe Anzahl der Rohrkrümmer Faktor für den Druckverlust Faktor für den Druckverlust bei Luftströmung Faktor für den Druckverlust bei Gutströmung Konstanten für den Druckverlust relative Sandrauhigkeit Rohrlänge
As
Ass A, c Af C\\i fr
c. cf c»
d
dh ^LAV
cfeso dl E f
FA FS FN FG Fsci, FSK Fz Fr f K Afc
i K
KL Ks Kp *s
/
267
Formelzeichen
empfohlene Sl-Einheit
A/
m
A/, A/„ A/ p mi m i. '«[.„,.,x
n n/ P Pd,
PL P«
P Pf PN« PN pTE Ap ApB Apj v „ Ape
Apges
Ap ( , d ,i
Apn Ap, Ap K Ap L ApR Aps ApsP Aps,.,t
Ap, ApTR
Apw (p2/Pl)Kril ÖL = '«L
Qs <7.,b
9rok
R
R, Re Re,
r r; ra ; r,
T TN
268
Bedeutung
a) Rohrlänge als Differenz b) Fließbetthöhe m 1 Meter Rohrlänge m Rohrlänge einer Stufe m Pfropfcnlängc Luftmasse kg kg/s Luftmassenstrom maximaler Luftmassenstrom kg/s 1 Polytropenexponent l/s Drehzahl der Zellenradschleuse W; kW Leistung W; kW theoretische Leistung im Luftstrom W; kW Leistungsaufnahme eines Ventilators bezogen auf den Laufradeintritt W; kW Leistungsaufnahme eines Ventilators für die Total druckerhöhung Ap, Druck Pa; bar Druck in der Förderleitung Pa; bar Pa; bar Druck in der Ncbenleitung Pa; bar Normdruck Pa; bar Druck vor der Treibdüse Pa; bar Druckverlust; Druckabfall Pa; bar Beschleunigungsdruckverlust Pa; bar; mmWS dynamischer Druck als Druckdifferenz Pa; bar Druckverlust am Zykloneintritt Pa; bar Gesamtdruck Pa; bar Druckdifferenz am Gebläse Pa; bar Hubverlust Pa; bar Druckverlust in der Tauchrohrströmung des Zyklons Pa; bar Krümmerverlust Pa; bar Druckverlust bei Luftströmung Pa; bar Druckverlust durch Gutreibung Pa; bar zusätzlicher Druckverlust bei Gutströmung Pa; bar Splittung-Druckdifferenz am Pfropfen Pa; bar statische Druckdifferenz Pa; bar Totaldruckerhöhung des Ventilators Pa; bar Druckdifferenz an der Treihstrahldüse Pa; bar Druckverlust durch Einzelwiderstand Pa; bar kritisches Druckverhältnis kg/s Luftmassenstrom kg/s; t/h Gutmassenstrom 1 relative abgeschiedene Staubfraktion 1 relative Rohstaubfraktion m; mm Radius der Rohrkrümmerachse J/(kgK) Gaskonstante 1 Reynoldszahl des durchströmten Rohrs 1 Reynoldszahl des angeströmten Korns m; mm Rohrradius Radien am Zyklonabscheider m; mm K absolute Temperatur K Normtemperatur
Formelzeichen
AT u M, "j «,
«Z
v
VH
v,. v/
VL; v
v„,„
V mll , Vi V<;,M V/ AV f ". «'AP
v.
empfohlene SI-Einheit
Bedeutung
K;°C
Temperaturdifferenz Umfangsgeschwindigkeit Umfangsgeschwindigkeit des Laufrades am Eintritt Umfangsgeschwindigkeit des Laufrades am Austritt Umfangsgeschwindigkeit am Tauchrohr Umfangsgeschwindigkeit im Zyklon Volumen Hohlraumvolumen Luftvolumen Zellenradvolumen Luftvolumenstrom maximaler Luftvolumenstrom minimaler Luftvolumenstrom Luftvolumenstrom am Eintritt Luftvolumenstrom am Saugstutzen eines Gehläses Leckluftvolumenstrom der Zellenradschleuse Leckluftvolumenstrom am Teleskoprohr Luftgeschwindigkeit Luftgcschwindigkeit am Anfang Luftgcschwmdigkeit am Auflockerungspunkt Luftgeschwindigkeit am Ende Filtrationsgeschwindigkeit Luftgeschwindigkeit innen spezifisches Luftvolumen maximale Luftgeschwindigkeit im Rohr Radialgeschwindigkeit am Tauchrohr Schwebegeschwindigkeit; freie Fallgeschwindigkeit Relativgeschwindigkeit Widerstand Länge Längenanderung absolute Luftfeuchte geodätische Höhe
m/s m/s m/s m/s m/s rn3 m' m3 m 3 ; dm 3 m Vs m Vs
mVs m'/s
mVs m'/s; mVh m-Vs; m-'/h
m/s m/s m/s; cm/s
Vi
m/s m/h; m/min m/s
v\_
m/kg
Vm.a
m/s m/s m/s m/s N s 2 /m 2
Vf
v,
"Sch W
W; W,; W2 X
Ax Xf
z a
c Ce
Ci Cgcs
n, vi> 7« TF 7i '/i P. *,-•£• 7z 7
m; mm m; mm g/m' m; km
grd; Bogenmaß Winkel Widerstandsheiwert; Einzel widerstand 1 Widerstandsbeiwert am Zykloneinlauf 1 Widerstandsheiwert am Zyklontauchrohr 1 1 Widerstandsbeiwert des Zyklons Wirkungsgrad 1 Abscheidegrad am Zykloneintritt 1 Fraktionsabscheidegrad, Trenngrad 1 Abscheidegrad am Zyklontauchrohr 1 Wirkungsgrad des Injektors 1 Wirkungsgrad des Ventilators 1
1
Zyklonabscheidegrad dynamische Viskosität
1
Isentropenexponent
Pas K
269
Formelzeichen
empfohlene SI-Einheit
Bedeutung
/.
1
Druckverlustbeiwert Druckverlustbeiwert bei Durchströmung einer Schüttung
4
1 1 1 1 1 m-Ys kg/m ! kg/m' kg/m' kg/m' kg/m' N/m1 N/m 2 N/m 2 N/m 2 % 1 1 1 % 1 1 l/s l/s
Druckverlustbeiwert bei Luftströmung zusätzlicher Druckverlustbeiwert bei Gutströmung bezogener zusätzlicher Druckverlustbeiwert bei Gutströmung
i i Äs Ä • A/i/d
f P v
QL Ql.N
es
Pss
PSR a T
TA rt V PC
p« Pz V
v_ Vmax ß)
f»s
Index 1;2;3; bis n Index 0
270
Gutbeladung Ausflußzahl kinematische Viskosität Luftdichte Normdichte der Luft Konidichte, Raumdichre Schüttdichte Rütteldichte
Normalspannung Scherspannung; Wandscherspannung Adhäsionsspannung Kohäsionsspannung relative Luftgeuchtigkeit effektiver Winkel der inneren Reibung Winkel der Wandreibung Füllungsgrad der Zcllenradschleuse Hohlraumanteil in einer Schüttung
Ausflußfunktion maximale Ausflußfunktion Winkelgeschwindigkeit Drehgeschwindigkeit des Korns Punkte längs einer Strömung Atmosphärenzustand
Literatur
Literatur zu Kapitel l 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 1.10 1.11 1.12 1.13 1.14 1.15 1.16
1.17 1.18
1.19 1.20
GASTERSTÄDT, J.: Die experimentelle Untersuchung des pneumatischen Fördervorganges. forsch.-Arbeit Ing.-Wesen Nr. 265. Berlin: VDI-Verlag, 1924. WAGNER, K.: Theoretische Untersuchung des pneumatischen Fördervorganges. Dissertation Technische Hochschule Dresden, 1925. CRAMP, W; PRIESTLEY, A.: Pneumatic grain elevators. Engineer 137 (Januar 1924), S. 34-36; S. 64-65; S. 89-90. SEGLER, G.: Untersuchungen an Körnergebläsen und Grundlagen für ihre Berechnung. Mannheim: Selbstverlag 1934. BOHNET, M.: Fortschritte bei der Auslegung pneumatischer Förderanlagen. Chem.-Ing.Techn. 55 (1983) Nr. 7, S. 524-539. MUSCHELKNAUTZ, E.; NEMECEK, F.; REUTER, R.: Druckverlust der Flugförderung. Chem.Ing.-Techn. 58 (1986) Nr. 7, S. 1506- 1586. SEGLER, G.: Pneumatic grain conveying. Braunschweig: Selbstverlag, 1951. ZENZ, F. A.; OTHMER, D. F.: Fluidization and fluid-particle Systems. Reinhold Publishing Corp.: New York, 1960. BRAUER, H.: Grundlagen der Emphasen- und Mehrphasen-Strömungen. Aarau und Frankfurt: Verlag Sauerländer, 1971. SELIG, H.-J.: Technik der pneumatischen Förder- und Mischverfahren. Main/: KrausskopfVcrlag, 1972. WEHER, M.: Strömungsfördertechnik. Mainz: Krausskopf-Verlag, 1973. PAJER, G.; KUHNT, H.; KURTH, F.: Stetigförderer. 4. Auflage. Berlin: VEB-Vcrlag Technik, 1982. MOLERUS, O.: Fluid-Feststoff-Strömungen. Berlin: Springer- Verlag, 1982. GERICKE, W.; WIRTH, K.: Pneumatische Schüttgutförderer. Regensdorf-Zürich: Fa. Gericke AG, 1984. BUHRKE, H.; KKCKE, H.; RICHTER, H.: Strömungsförderer: Hydraulischer und pneumatischer Transport in Rohrleitungen. Braunschweig, Wiesbaden: Vieweg-Verlag, 1989. Reprints der GVC-Dezembertagung «Technik der Gas-Feststoff-Strömung - Sichten, Abscheiden, Fördern, Wirbelschichten» am 2./3. Dezember 1986 in Köln. Frankfurt: VDIGesellschaft Verfahrenstechnik und Chemieingenieurwesen, 1986. WÖHi.BiER, R.: Pneumatic conveying of bulk and powder. The best of bulk solids h a n d l i n g 1981-1985, volume D/86. Clausthal-Zellerfeld: Trans. Techn. Publicatiuns, 1986. ACKERMANN, G.: Theoretische und experimentelle Untersuchungen über den Druckabfall bei der pneumatischen Förderung mit Mitteldruckgebläsen. Dissertation,Technische Hochschule Braunschweig, 1956. MATTHIES, H.J.: Der Strömungswiderstand beim Belüften landwirtschaftlicher F>ntegüter. VDl-Forschungsheft454. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1956. LEGE L, D.: Untersuchungen zur pneumatischen Förderung von Schüttgutpfropfen aus kohäsivem Material in horizontalen Rohren. Dissertation,Technische Universität Braunschweig, 1980.
271
1.21 1.22 1.23 1.24
1.25 1.26 1.27 l .28
1.29
1.30 1.31
1.32 l .33 1.34
1.35 1.36 1.37
1.38
1.39 1.40
1.41 1.42
WAGENKNECHT, U.: Untersuchung der Strömlingsverhältnisse und des Druckverlaufes in Gas-Feststoff-Injektoren. Dissertation, Technische Universität Braunschweig, 1981. WELSCHOF, G.: Pneumatische Förderung bei großen Fördergutkonzentrationen. VDl-Forschungsheft 492. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1962. KEUNEKE, K.: Fluidisieren und Fließbettfördern von Schüttgütern kleiner Teilchengröße. VDI-Forscbungsbeft 508. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1965. SIEGEL, W.: Experimentelle Untersuchungen zur pneumatischen Förderung körniger Stoffe in waagerechten Rohren und Überprüfung der Ähnlichkeitsgesetze. VDI-Forschungsheft S38. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1970. FLATOW, ).: Untersuchungen über die pneumatische Flugförderung in lotrechten Rohrleitungen. VDI-Forschungsheft 555. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1973. FiNKßKiNER,Th.: Der Mechanismus der Zellenradschleuse für Schüttgut. VDI-Forschungsheft 563. Düsseldorf: VDI-Verlag 1974. HuTT,W.: Untersuchung der Strömungsvorgängc und Ermittlung von Kennlinien an Gutaufgabeinjektoren zur pneumatischen Förderung. Dissertation, Universität Stuttgart, 1983. WEIDNER, G.: Grundsätzliche Untersuchung über den pneumatischen Fördervorgang, insbesondere über die Verhältnisse bei Beschleunigung und Umlenkung. Dissertation,Technische Hochschule Karlsruhe, 1954. GÜNTHER, W.: Untersuchungen über die Druckverluste in pneumatischen Förderleitungen mit besonderer Berücksichtigung des Fördervorgangs im Beharrungszustand. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1957. RAUSCH,W.: Untersuchung über die Luftwiderstände von körnigen und staubförmigen Gütern im Luftstrom. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1957. MUSCHELKNAUTZ, E.: Theoretische und experimentelle Untersuchungen über die Druckverluste pneumatischer Förderlcitungen unter besonderer Berücksichtigung des Einflusses von Gutreibung und Gutgewicht. VDI-Forschungsheft 476. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1959. SAWATZKI, O.: Über den Einfluß der Rotation und der Wandstößeauf die Flugbahn kugeliger Teilchen im Luftstrom. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1961. MÖLLER, H.: Untersuchung über den pneumatischen Transport von Feinstaub in einer horizontalen Förderleitung. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1964. BOHNET, M.: Experimentelle und theoretische Untersuchungen über das Absetzen, das Aufwirbeln und den Transport feiner Staubteilchen in pneumatischen Förderleitungen. VDJForschungsheft 507. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1965. LEMPP, M.: Die Strömungsverhältnisse von Gas-Feststoff-Gemischen in Verzweigungen pneumatischer Förderanlagen. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1965. WKBER, M.: Komprcssible Rohrströmung von Gas-Feststoff-Gemischen bei hohen Materialbeladungen. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1966. LIPPERT, A.: Die Staub-Luft-Förderungvon Pulvern und Schüttgütern bei hohen Fördergutkonzentrationen im Gasstrom. Ein neuer Fördervorgang. Experimentelle und theoretische Untersuchung. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1966. KRÖTSCH, P.: Druckverlust und mittlere Partikelgeschwindigkeit bei stationärer Gas-Feststoff-Strömung im senkrechten Rohr. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1970. SCHAUKI, N.: Der Widerstand von Zylinder und Kugel bei stationären Verhältnissen. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1972. RIZK, F.: Pneumatische Förderung von Kunststoffgranulaten in horizontalen Rohrleitungen unter Berücksichtigung des Gewichtseinflusses in Zusammenhang mit Gut- und Rohrwerkstoffcigenschaften, insbesondere im optimalen Förderbereich. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1973. R I N K , N.: Die Gutbeschleunigung in Laval-Strahlrohren und ihre Anwendung zur Strahlmahlung. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1974. SCHOLL, K.: Horizontale pneumatische Förderung mit kleinen Geschwindigkeiten und hoher Feststoffkonzentration. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1974.
272
1.43 1.44 1.45 1.46 1.47
1.48 1.49 1.50 1.51 1.52
1.53 1.54 1.55 1.56
1.57 1.58
DEDKGIL, M.: Theoretische und experimentelle Untersuchungen zur Förderung von Schüttgütern nach dem Luftheheverfahren. Dissertation Universität Karlsruhe, 1974. STECMAIER, W.: Horizontale pneumatische Rinne mit Impulsvortrieb für Schüttgüter. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1977. KERKKR, L.: Druckverlust und Partikelgeschwindigkeit bei der vertikalen Gas-Feststoffströmung. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1977. MEYER, H.: Allgemeine Gesetzmäßigkeiten bei der pneumatischen Förderung. Dissertation, Technische Hochschule Aachen, 1959. OSTERTAG, K.: Anwendung des Mischungsansatzes auf die turbulente Strömung von l.uftKorn-Gemischen bei der pneumatischen Förderung. Dissertation, Technische Hochschule Aachen, 1961. AHLAND, O.E.: Strötnungsvorgänge im vertikalen feststoffbeladencn Förderrohr mit austretendem Freistrahl. Dissertation, Technische Hochschule Aachen, 1966. VOSSEN, A.: Pneumatische Förderung im vertikalen Abwärtsstrom und im vertikal aufwärts gerichteten Freistrahl. Dissertation,Technische Hochschule Aachen, 1967. HÄRTUNG, K.: Beitrag zur Berechnung des pneumatischen Fördervorganges in vertikalen Steigrohren. Dissertation, Technische Hochschule Dresden, 1953. VOI.LHEIM, R.: Elementarvorgänge und Energieaufwand bei der Förderung von FestkörperLuft-Gemischen in senkrechten Rohren. Dissertation,Technische Universität Dresden, 1963. HORSTMANN, F.: Beitrag zur theoretischen und praktischen Untersuchung des Fördervorganges in pneumatischen Rohrförderanlagen unter besonderer Berücksichtigung eines SaugDruck-Blasverfahrens. Dissertation,Technische Universität Berlin, 1952. KRIEGE.!., E.: Widerstandsgesetze des hydraulischen Feststofftransportes. Dissertation Technische Universität Berlin, 1964. SCHUCHART, P.: Widerstandsgesetze für den Feststofftransport in geraden Rohren und Rohrkrümmern. Dissertation,Technische Universität Berlin, 1968. MÜHLE, f.: Partikelbewegnngen in Strömungen mit rotationssymmetrischer Geschwindigkeitsverteilung. Dissertation, Technische Universität Berlin, 1969. PIPLIES, L.: Messungen der Feststoffgeschwindigkeit und des Druckverlustanteils infolge Reibung und Stoß der Teilchen an der Wand bei Gas-Feststoff-Strömungen in vertikalen Rohren. Dissertation, Technische Universität Berlin, 1970. GLATZEI., W.: Verschleiß von Rohrkrümmern beim pneumatischen Transport. Dissertation, Technische Universität Berlin, 1977. WIRTH, K.-E.: Theoretische und experimentelle Bestimmungen von Zusatzdruckverlust und Stopfgrenze bei pneumatischer Strähncnförderung. Dissertation, Universität Erlangen, 1980.
Literatur zu Kapitel 2 2.1 2.2 2.3
2.4 2.5
2.6
2.7
BoHL,W.: Technische Strömungslehre. 8. Auflage. Würzburg: Vogel Buchverlag, 1989. NUKURADSE, J.: Strömungsgesctze in rauhen Rohren. VDI-Forschungsheft 361. Berlin: VDIVerlag, 1933. SIEGEL, W.: Experimentelle Untersuchungen zur pneumatischen Förderung körniger Stoffe in waagerechten Rohren und Überprüfung der Ähnlichkeitsgesetze. VDI-Forschungsheft 538. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1970. ADAM, O.: Untersuchung über die Vorgänge in feststoffbeladenen Gasströmen. Forschungsbericht Nordrhein- Westfalen Nr. 904. Köln: Westdeutscher Verlag, 1960. MUSCHELKNAUTZ, E.: Theoretische und experimentelle Untersuchungen über die Druckverluste pneumatischer Förderlcitungen unter besonderer Berücksichtigung des Einflusses von Gutreibung und Gutgewicht. VDI-Forschungsheft 476. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1959. GÜNTHER, W.: Untersuchungen über die Druckverluste in pneumatischen Förderlcitungen und Beitrag zur Berechnung der Druckverluste mit besonderer Berücksichtigung des Fördervorganges im Beharrungszustand. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1957. OSTERTAG, K.: Anwendung des Mischungsansatzes auf die turbulente Strömung von Luft-
273
Korn-Gemischen hei der pneumatischen Förderung. Dissertation, Technische Hochschule Aachen, 1961. 2.8 GASTERSTÄDT, J.: Die experimentelle Untersuchung des pneumatischen Fördervorganges. Forschungsbericht Ingenieurwesen Nr. 265. Berlin: VDI-Verlag, 1924. 2.9 SEGLER, G.: Pneumatic grain conveying. Braunschweig: Selbstverlag, 1951. 2.10 BUHRKE, H.: Elementare Bewegungsvorgänge bei der pneumatischen Förderung in waagerechten Leitungen. Chem. Techn. 18 (1966) Nr. 11, S. 655-658. 2. l l SAWATZKI, O.: Ober den Einfluß der Rotation und der Wandstöße auf die Flugbahn kugeliger Teilchen im Luftstrom. Dissertation,Technische Hochschule Karlsruhe, 1961. 2.12 WELSCHOF, G.: Pneumatische Förderung bei großen Fördergut- Konzentrationen. VDI-Forschungsheft 492. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1962. 2.13 SIEGEL, W.: Theoretische Untersuchungen zum Beharrungszustand bei der pneumatischen Flugförderung. Vortrag auf der Tagung des VDI-Ausschusses «Mehrphasenströmungen» am 6.5. 1971 in Düsseldorf 2.14 Verein Deutscher Ingenieure: VDI-Wärmeatlas, 5. Auflage. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1989. 2.15 RKH, L.: Strömungs- und Austauschverhalten von Wirbelschichten. Chem.-Ing.-Techn. 46 (1974) Nr. 5, S. 180-189. 2.16 MUSCHELKNAUTZ, F.; KRAMBROCK, W.: Vereinfachte Berechnung horizontaler pneumatischer Förderleitungen bei hoher Gutbcladung mit feinkörnigen Produkten. Chem.-Ing.Techn.4\ (1969) Nr. 21, S. 1164-1172. 2.17 RIZK, F.: Pneumatische Förderung von Kunststoffgranulaten in horizontalen Rohrleitungen unter Berücksichtigung des Gewichtseinflusses in Zusammenhang mit Gut- und Rohrwerkstoffeigenschaften, insbesondere im optimalen Förderbereich. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1973. 2.18 SEGLER, G.: Untersuchung an Körnergebläsen und Grundlagen für ihre Berechnung. Mannheim: Selbstverlag, 1934. 2.19 LIPPERT, A.: Die Staub-Luft-Förderung von Pulvern und Schüttgütern mit hohen Gutkonzentrationen im Gasstrom. Ein neuer Fördervorgang. Experimentelle und Theoretische Untersuchung. Dissertation, Technische Hochschule Karlsruhe, 1966. 2.20 FELLMETH, R.: Die getaktete pneumatische Pfropfenförderung. Diplomarbeit, Fachhochschule Heilbronn, 1986. 2.21 ERNST, R.: Pneumatische Förderung bei kleinen Luftgeschwindigkeiten. Vortrag auf dem Seminar »Pneumatische Förderung und Aufbereitung im Betrieb« am7./8. März 1989 ander Berufsakademie Ravensburg. 2.22 FLATOW, J.: Untersuchungen über die pneumatische Förderung in lotrechten Rohrleitungen. VDI-Forschungsheft 555. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1973. 2.23 VOLLHEIM, R.: Elementarvorgänge und Energieaufwand bei der Förderung von FestkörperLuft-Gcmischen in senkrechten Rohren. Dissertation, Technische Universität Dresden, 1963. 2.24 BRAUER, H.: Grundlagen der Einphasen- und Mehrphasen- Strömungen. Aarau und Frankfurt: Verlag Sauerländer, 1971. 2.25 BRAUER, H.; KRIEGEL, K.: Verschleiß von Rohrkrümmern beim pneumatischen und hydraulischen Feststofftransport. Chem.-Ing.-Techn. 37 (1965) Nr. 3, S. 265-276. 2.26 GLATZEL, W.: Verschleiß von Rohrkrümmern heim pneumatischen Transport. Dissertation, Technische Universität Berlin, 1977. 2.27 WAGNER, K.: Theoretische Untersuchungen des pneumatischen Fördervorganges. Dissertation, Technische Hochschule Dresden, 1925. 2.28 WEIDNER, G.: Grundsätzliche Untersuchung über den pneumatischen Fördervorgang; insbesondere über die Verhältnisse bei Beschleunigung und Umlenkung. Dissertation,Technische Hochschule Karlsruhe, 1954. 2.29 KOVACS, L.: Berechnung des Druckabfalls in 90 Grad horizontal eingebauten Krümmern pneumatischer Getreideförderanlagen. Acta Techn. Hung. 8 (1964) Nr. 4, S. 447-467.
274
2.30
SCHUCHART, F.: Widerstandsgesetze für den Feststofftransport in geraden Rohren und Rohrkrümmern. Dissertation,Technische Universität Berlin, 1968. 2.31 RAUSCH, W..- Untersuchung über die pneumatische Dichtstromförderimg. Fördern und Heben 16 (1966) Nr. 12, S. 968-976. 2.32 ÖTTINGER, H.: Fluidlift-Transport, theoretische und praktische Erfahrungen bei spezieller Berücksichtigung der Stabilitätsverhältnisse. Die Stärke 14 (1962) Nr. 10, S. 369-372. 2.33 HOPPE, H.; HEEP, D.; STORE, R.: Modern rotary valve technology for various pneumatic conveying Systems. Bulk Solids Handling 5 (1985) Nr. 4, S. 161-165. 2.34 EBERT, F.: Abschätzung zur turbulenten Strömung von Suspensionen in Rohrleitungen und Armaturen. Verfahrenstechnik 8 (1974) Nr. 2, S. 36-41. Literatur zu Kapitel 3 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8 3.9 3.10 3.11 3.12 3.13 3.14 3.15 3.16 3.17 3.18 3.19
PFITZNER, H.: Erstellung von Berechnungsunterlagen für die pneumatische Rohrpostförderung. Diplomarbeit, FH Heilbronn, 1986. WEHKING, K.-H.; Holzhauer, R.: Der Stand der Schüttguttechnologie in Praxis und Wissenschaft. Fördern und Heben 38 (1988) Nr. 9, S. 647-654. VDI-Richtlinic 2329: Pneumatische Förderanlagen. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1972. FEM 2581: Schüttguteigenschaften. Federation Europeenne de la Manutcntion Section II, Stetigförderer. Deutsches Nationalkomitee der FEM/VDMA Fachgemeinschaft Fördertechnik. Frankfurt: Ausgabe D1984. ERNST, R.: Pneumatische Förderung bei kleinen Luftgeschwindigkeitcn. Vortrag auf dem Seminar «Pneumatische Förderung und Aufbereitung im Betrieb» am 778. März 1989 ander Berufsakademie Ravensburg. FF,M 2481: Spezifische Schüttguteigenschaften bei der pneumatischen Förderung. Federation Europeenne de la Manutention Section II, Stetigförderer. Deutsches Nationalkomitee der FEM/VDMA Fachgemeinschaft Fördertechnik. Frankfurt: Ausgabe D1984. VDI-Richtlinic 2031: Feinheitsbestimmung an technischen Stäuben. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1962. SIEGEL, W.: Experimentelle Untersuchungen zur pneumatischen Förderung körniger Stoffe in waagerechten Rohren und Überprüfung der Ähnlichkeitsgesetze. VDl-Forschungsheft 538. Düsseldorf: VDI-Vcrlag, 1970. HOPPK, H.; l.übbehusen, P.: Die Meßtechnik in der Schüttgutmechanik als Mittel zur sicheren Auslegung von Anlagen. Verfahrenstechnik 15 (1981) Nr. 4, S. 267 — 270. BÜRKHOLZ, A.: Korngrößenbestimmungen im Bereich von 0,1 bis l // mit Fliehkraft-Sedimentationswaage. Staub - Reinhaltung der Luft 30 (1970) Nr. l, S. l -6. jEN[KE,A.W.:Storageandflowofsolids.UniversityofUtah,£«£.£xp.Steft'o«fl«//. 108, 1961. SCHWEDES, J.: Fließverhalten von Schüttgütern in Bunkern. Weinheim: Verlag Chemie GmbH, 1968. PESCHE, I.A.S.Z.: Mechanical propcrties of powder. Bulk Solids Handling» (1988) Nr. 5, S. 615-624. TAUBMANN, H.J.; BAUER, F.: Pneumatische Förderungvon Schüttgütern. Aufbereitungstechnik 12 (1971) Nr. 8, S. 466-478. UETZ, H.; KOSRAWI, M. A.:.Strahlverschleiß. Aufbereitungstechnik 21 (1980) Nr. 5. FLATOW, J.; SiEGEL,W.: Pneumatische Förderungvon Körnermais in waagerechten Rohren. Grundlagen der Landtechnik 19 (1969) Nr. 4, S. 125-128. ACKERMANN, G.: Theoretische und experimentelle Untersuchungen über den Druckabfall bei der pneumatischen Förderung mit Mitteldruckgebläsen. Dissertation, Technische Hoch, schule Braunschweig, 1956. KEUNEKK, K.: Fluidisieren und Fließbettfördern von Schüttgütern kleiner Teilchengröße. VDl-Forschungsheft 508. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1965. BARTHKNKCHT, W.: Staubexplosionen, Ablauf und Schutzmaßnehmen, 3. Auflage. Berlin, Heidelberg, New York: Springer-Verlag, 1987.
275
3.20 3.21 3.22 3.23
3.24 3.25
TA Luft: Technische Anleitung zur Reinhaltung der Luft. Verwaltungsvorschrift zum Bundes-Immissionsschutz-Gesetz. Berlin: Carl-Heymanns-Verlag, 1986. BOHL, W.: Technische Strömungslehre, 8. Auflage. Würzburg: Vogel Buchverlag, 1989. BELL, J. M.; POWELL, J. E.: Pneumatic conveying using gases other than air. Powder Handlingand Processing, l (1989) Nr. l, S. 21-26. SIEGEL, W.: Pneumatische Förderung unter Schutzgas. Vortrag auf dem Lehrgang «Pneumatische Förderung im Betrieh» an der Technischen Akademie der Fachhochschule Heilhronn am IO./11. Februar 1987. SIEGEL, W.: Umluftanlagen für die pneumatische Förderung von Schüttgütern. Druckluftpraxis (1974) Nr. 3, S. 16-18. KONKA, K.-H.: Schraubenkompressoren, Technik und Praxis^ Kapitel 13. Düsseldorf: VDIVerlag, 1988.
Literatur zu Kapitel 4 4. l
SIEGEL, W.: Einflußgrößen auf den Druckverlust bei der pneumatischen Förderung. Vortrag auf der 5. internen Arbeitssitzung des GVC-Ausschusses «Mehrphasenströmungen» am 3. Mai 1972 in Düsseldorf. 4.2 GASTHRSTÄDT, J.: Die experimentelle Untersuchung des pneumatischen Fördervorganges. forsch.-Arbeit Ing.-Wesen Nr. 26.5. Berlin: VDI-Verlag, 1924. 4.3 LINGEN,T. W.; Koi'i'K, R.: Moving granulär materials by air line. Engineering 196 (1963), S. 349-351. 4.4 BARTH, W.: Strömungstechnische Probleme der Verfahrenstechnik. Chem.-lng.-Techn. 26 (1954), Nr. 1,5.29-34. 4.5 UEMATU,T.; MORIKAWA, Y.: Druckverluste in der pneumatischen Förderung von körnigen Gütern. Bull. Jap. Soc. Mech. Engrs. (JSME) 3 (1960), Nr. 12, S. 444-448. 4.6 HARIU, O.H.; MOLSTAD, M.C.: Pressure drop in vertical tubes in transport of solids by gases. Ind. Eng. Chem.4\ (1949), Nr. 6, S. 1148-1160. 4.7 MHHTA, N.C.; SMITH, J. M.; COMINGS, E. W.: Pressure drop in air —solid flow-systems. Ind. Eng. Chem. 49 (1957), Nr. 6, S. 986-992. 4.8 PINKUS, O.: Pressure drops in the pneumatic conveyance of solids. Journal of applicdmechanics, Dezember 1952, S. 425-431. 4.9 HINKLE, B. L.: Acceleration of particles and pressure drops encountered in horizontal pneumatic conveying. PH.D.Thesis, Georgia Institute of Technologie, 1953. 4.10 ROSE, H.F.; BARNACLE, H.F.: Flow of suspensions of non-cohesive spherical particles in pipes. The Engmeer, June 1957, p. 898-901; 939-941. 4.11 EBERT, F.: Abschätzung zur turbulenten Strömung von Suspensionen in Rohrleitungen und Armaturen. Verfahrenstechnik 8 (1974), Nr. 2, S. 36-41. 4.12 SATHYAMURTHY, N.; RAO, M.: Untersuchungen über die pneumatische Förderung von Feststoffen, fördern und Heben 23 (1973), Nr. 12, S. 663-667. 4.13 PAPAI, L.: Pneumatic grain conveying. Hungarian Bulletin Nr. XII/1 —4 of thedepartmentVI. Budapest: Hungarian Academy of Science, 1954. 4.14 VOLLHEIM, R.: Der pneumatische Transport staubförmiger Güter in senkrechten Rohrleitungen in Verbindung mit Einschleusung durch Wirbelschichten. Masckinenbaiitechnik 6 (1967), Nr. 5, S. 237-241. 4.15 SCHUCHART, P.: Widerstandsgesetze für den Feststoff- transport in geraden Rohren und Rohrkrümmern. Dissertation Technische Universität Berlin, 1968. 4.16 SIEGEL, W.: Experimentelle Untersuchungen zur pneumatischen Förderung körniger Stoffe in waagerechten Rohren und Überprüfung der Ähnlichkeitsgesetze. VDI-Forschungsheft 538. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1970. 4.17 MOI.ERUS, O.: Zur Beschreibung feststoffbeladener Strömungen. Chem.-lng.-Techn. 49 (1977), Nr. 12, S. 945-955. 4.18 SIEGEL, W.: Berechnung von pneumatischen Saug- und Druckförderanlagen. Fördern und Hebend (1983), Nr. 10, S. 737-740 und Nr. 11, S. 817-822.
276
4.19 VOGT, E. G.; WHITE, R. R.: Friction in the flowof suspensions. Ind. Engng. C.hem. 40 (1948), Nr. 9, S. 1731-1738. 4.20 HITCHCOCK, J.A.; JONHS, C.: The pneumatic conveying of sphercs through straight pipes. British Journal of applied Physics 9 (1958), Nr. 6, S. 218-222. 4.21 WEBER, M.: Grundlagen der hydraulischen und pneumatischen Rohrförderung. VD/Bericht 371: Transrohr 80, S. 23-29. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1980. 4.22 SEGLER, G.: Untersuchungen an Körnergebläsen und Grundlagen für ihre Berechnung. Mannheim: Selbstverlag, 1934. 4.23 MUSGHEI.KNAUTZ, E.: Theoretische und experimentelle Untersuchungen über die Druckverluste pneumatischer Eörderlcitungen unter besonderer Berücksichtigung des Einflusses von Gutreibung und Gutgewicht. VDl-Forschungsheft 476. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1959. 4.24 BOHNET, M.: Experimentelle und theoretische Untersuchungen über das Absetzen, das Aufwirbeln und den Transport feiner Staubteilchen in pneumatischen Förderleitungen. VDIForsc-hungsheft 507. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1965. 4.25 MUSCHELKNAUTZ, E.; KRAMBROCK, W.: Vereinfachte Berechnung horizontaler pneumatischer Förderleitungen bei hoher Gutbeladung mit feinkörnigen Produkten. Chem.-lng.Techn.4\ (1969), Nr.21, S. 1164-1172. 4.26 FLATOW, J.: Untersuchungen über die pneumatische Förderung in lotrechten Förderleitungen. VDI-Forschungshcft555. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1973. Literatur zu Kapitel 5 5.1 5.2 5.3 5.4 5.5 5.6 5.7 5.8 5.9 5.10 5.11 5.12 5.13 5.14 5.15 5.16
VDI-Richtlinie 3671: Technische Gewährleistung für pneumatische Förderanlagen. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1974. SIEGEL, W.: Experimentelle Untersuchungen zur pneumatischen Förderung körniger Stoffe in waagerechten Rohren und Überprüfung der Ähnlichkeitsgesetze. VDl-Forschungsheft 538. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1970. KRAMBROCK, W.: Möglichkeiten zur Vermeidung der Stopfenbildung. Vortrag auf der Tagung des GVC-Ausschusses «Mehrphasenströmungen» am 21. April 1977 in Düsseldorf. DE-PS 2 122 858, Hauptanspruch, H.J. Linder, 1971. DE-PS 3 212 782, K. Wirth, O. Molerus, 1982. DE-OS 3 427 705, Fa. AVT Anlagen- und Verfahrenstechnik GmbH, 1981. ERNST, R.: Pneumatische Förderung bei kleinen Luftgeschwindigkeiten. Vortrag auf dem Seminar «Pneumatische Förderung und Aufbereitung im Betrieb» am 7./8.März 1989 an der Berufsakademie Ravensburg. FELLMETH, R.: Die getaktete pneumatische Pfropfenförderung. Diplomarbeit, Fachhochschule Heilbronn, 1986. FELLMETH, R.: Neuere Messungen zum Problem der Taktung bei der Pfropfenförderung. Vortrag auf dem Seminar «Pneumatische Förderung im Betrieb» der Technischen Akademie Heilbronn am 10./11. Februar 1987. BOHNET, M.: Fortschritte bei der Auslegung pneumatischer Förderanlagen. Chem.-Ing.Tc'chn. 55 (1983) Nr. 7, S. 524-539. LEGE L, D.: Untersuchungen zur pneumatischen Förderung von Schüttgutpfropfen aus kohäsivem Material in horizontalen Rohren. Dissertation, Technische Universität Braunschweig 1980. KEUNKKE, K.: Fluidisieren und Fliefs'bettfördern von Schüttgütern kleiner Teilchengröße. VDI-Forschungsheft 508. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1965. POESCH, H.: Pneumatic unloading equipments for bulk cement carriers. Pneumatic Conveying of Bulk and Powder. Trans. Techn. Publications Vol. D (1986), S. 229-235. Firmenprospekt, Pneumatische Fördersysteme, Fa. Bühler AG, Uzwil. DF-OS 3 407 402, Fa. Hahn Verfahrenstechnik, 1985. KRAMBROCK, W.: Möglichkeiten zum Verhindern der Stopfenbildung beim pneumatischen Transport. VT Verfahrenstechnik 12 (1978), Nr. 4, S. 190-202.
277
5.17 5.18 5.19 5.20 5.21 5.22 5.23 5.24 5.25 5.26
5.27 5.28 5.29 5.30 5.31 5.32 5.33 5.34 5.35 5.36 5.37
DE-AS l 191 741, Fa.F.J. Gattys, 1961. DE-PS l 174 256, Fa. Bayer AG, 1963. DE-AS 2 022 962, A. Kanics, 1970. Eß.MANN, W.i Pneumatische Langsamfördersysteme. Chem. Techn. 15 (1986) Nr. l, S. 61-63. DE-PS 2 122 858, H.J. Linder, 1971. Firmenprospekt: Sichere pneumatische Förderung schwieriger Schüttgüter und feuchter Massen, Fa. System-Technik GmbH, Kaufering. KRAMBROCK, W.: Dichtstromförderung. Chem.-Ing.-Techn. 54 (1982), Nr. 9, S. 793-803. DE-AS 2 305 030, Fa. Waeschle GmbH, 1973. DE-PS 2 550 164, Fa. Waeschle GmbH, 1975. SIEGEL, W.: Einfluß der geregelten Lufteinblasung auf das Zustandsdiagramm der pneumatischen Förderung. Vortrag auf der GVC-Fachausschußsitzung «Mehrphasenströmungen» am 26727. Februar 1981 in Erlangen. EU-PA 0 176 627, Fa. AVT Anlagen- und Verfahrenstechnik GmbH, 1984. DE-PS 3 714 923, Fa. Waeschle GmbH, 1987. DE-PS 3 714 924, Fa. Waeschle GmbH, 1987. DE-PS 3 037 517, Fa. Waeschle GmbH, 1980. GF.RICKE, W.: Pneumatische Langsamfördersysteme. Chemie- Techn. 15 (1986) Nr. l, S. 32-39. Firmenprospekt: Das pneumatische Förder-Sparprogramm, Fa. Gericke, Regensdorf-Zürich. EU-PA WO 85/01276, Fa. Johannes Möller, 1983. MÖLLKR, H.; PUST, J.; LÜBBE, T.: Ein pneumatisches Eörderverfahrcn mit niedrigem Energieverbrauch. Aluminium 61 (1985), Nr. 6, S. 440-444. DE-PS 3 644 119, Ea. Albert Klein GmbH, 1986. DE-PS 2 600 546, Ea. Bühlcr-Miag, 1976. DE-OS 3 437 560, Fa. Waeschle GmbH, 1984.
Literatur zu Kapitel 6 6.1 WATZKLIUS, R.: Aerzen informiert: Verdichter für den pneumatischen Transport. Firmendruckschrift Aerzener Maschinenfabrik GmbH. 6.2 BOHL, W.: Ventilatoren — Berechnung, Konstruktion, Versuch Betrieh. Würzburg: Vogel Buchverlag, 1983. 6.3 DIN 24 163 Teil l: Ventilatoren.- Leistungsmessungen, Normkennlinien 6.4 SCHMIDT, P.: Luftversorgung bei Zweiphasen-Strömungen. Vortrag auf der GVG-Dezembertagung «Technik der Gas-Feststoff-Strömung» am 2./3. Dezember 1986 in Köln. 6.5 VDI-Richtlinie 2045: Verdichterregeln. Düsseldorf: VD1- Verlag, 1966. 6.6 Eirmendruckschrift Drehkolbcngebläse der Firma Aerzener Maschinenfabrik, Aerzen. 6.7 Firmendruckschrift Schraubenverdichter der Firma Aerzener Maschinenfabrik, Aerzcn. 6.8 ERNST, R.: Pneumatische Förderung bei kleinen Luftgeschwindigkeiten. Vortrag auf dem Seminar «Pneumatische Förderung und Aufbereitung im Betrieb» am 7./8. März 1989 an der Berufsakademie Ravensburg. 6.9 BoHL,W.: Technische Strömungslehre, 8. Auflage. Würzburg: Vogel Buchverlag, 1989. 6.10 FREI, G.: Luftmengenrcgelung mit Lavaldüsen. Diplomarbeit im Maschinenbau, Fachhochschule Heilbronn, 1985.
278
Literatur zu Kapitel 7 7.1
7.2 7.3 7.4 7.5 7.6 7.7 7.8 7.9 7.10 7.11 7.12
7.13 7.14 7.15 7.16 7.17 7.18 7.19 7.20 7.21 7.22 7.23 7.24 7.25 7.26 7.27 7.28
SIEGEL, W.: Einschleusung in pneumatische Förderanlagen. Vortrag auf dem Seminar «Pneumatische Förder- und Aufbereitungstechnik im Betrieb» am 778. März 1989 an der Berufsakadcmie Ravensburg. WEBKR, M.i Injektorschlcusen für den Feststofftransport. Maschinenmarkt 75 (1969), Nr. 95, S. 2075-2077. MUSCHELKNAUTZ, E., GiERSiEPEN, G., HINK, N.: Strömungsvorgänge bei der Zerkleinerung in Strahlmühlen. Chem.-Ing.- Techn. 42 (1970) Nr. l, S. 6- 15. RINK, N.: Die Gutbeschleunigung in Laval-Strahlrohren und ihre Anwendung zur Strahlmahlung. Dissertation, Universität Karlsruhe, 1974. BOHNET, M.; WAGENKNECHT, U.: Strömungstechnische Untersuchungen an Gas-FeststoffInjektoren. Chem.-lng.-Techn. 50 (1978) Nr. 2, MS 564/79, S. l -20. WAGENKNECHT, U.: Untersuchung der Strömungsverhältnisse und des Druckverlaufes in Gas-Feststoff-Injektoren. Dissertation, Technische Universität Braunschweig, 1981. HuTT,W.: Untersuchung der Strömungsvorgänge und Ermittlung von Kennlinien an Gutaufgabeinjektorcn zur pneumatischen Förderung. Dissertation, Universität Stuttgart, 1983. SEGLER, G.: Pneumatic grain conveying. Braunschweig: Selbstverlag, 1951. DBGM 7 605 103 Firma C. Seeger, 1976. Firmenprospekt «Conjektor» der Firma DMN Westinghouse, Nordwijkerhout, Holland. ISO 3922 1978 (E): Continous mechanical handling cquipment — Rotary vane feeder— Dimensional specifications. Heep, D.: Neue Entwicklungen bei den Zellen radschleusen. Vortrag auf dem Seminar «Pneumatische Förder- und Verfahrens-technik im Betrieb» am 7./8. März 1989 an der ßerufsakadcmie Ravensburg. WKSSELS, A.: Grundregeln zur Auswahl und Auslegung von Zellenradschleusen. ChemieAnlagen und Verfahren CAV (1981), Nr. 2, S. 95 - 100. FINKBEINER, Th.: Der Mechanismus der Zellenradschleuse für Schüttgut. VDI-ForschwtgSheftS61. Düsseldorf: VDI-Verlag, 1974. HOPPE, H., HEEP, D., STORE, R.: Modern rotary valve technology for various pneumatic conveying Systems, ßulk solids bandling 5 (1985), Nr. 4, S. 161-165. MILLER, G.:Theoretische und praktische Untersuchung der Leckluft an Zellenradschleusen. Diplomarbeit, Berufsakademie Ravensburg, 1981. Firmenprospekt: «Zellenradschleusen» der Firma Sceger, Plüderhausen. Wagner, R.; Block, W.: Material discharge from pneumatic suction conveying Systems. Btilk solids handling 4 (1984), Nr. l, S. 167- 170. FASS, K.: Zellenradschleuse mit tangentialem Schüttguteinlauf. Diplomarbeit, Fachhochschule Hcilbronn, 1984. DE-PS 3 445 710 Firma Waeschle, 1984. ECK, R.: Untersuchung an Zellenradschleusen zur Vermeidung des Abschcrens von körnigen Schüttgütern. Diplomarbeit, Fachhochschule Heilbronn, 1983. MÖLLER, H.: Die pneumatische Förderung im glatten Rohr. Vortrag auf der GVC-Dezembertagung «Technik der Gas- Feststoff-Strömung» am 2./3. Dezember 1986 in Köln. Firmendruckschrift: «Regelung pneumatischer Förderanlagen» der Firma Möller, Hamburg. DE-PS 2 122858 H. J. Linder, 1971. BOHL, W.: Technische Strömungslehre. 8. Auflage. Würzburg: Vogel Buchverlag, 1989. REIMERT, R.: Schleusen für Druckreaktoren, Konzepte und Ausführungen. Chem.-lng.Techn. 53 (1981) Nr. 5, S. 335-340. VIERLING, A.; Sinha, G.: Untersuchungen zum Fördervorgang zum senkrechten Schneckenförderer. Fördern und Heben 10 (1960) Nr. 8, S. 587-592. Firmendruckschrift: «Möller-Pumpen, zuverlässige Druckförderung von Staubgut» der Firma Möller, Hamburg.
279
Literatur zu Kapitel 8 8.1 8.2
DIN 2448: Nahtlose Stahlrohre, Maße, längenbezogene Massen. Februar, 1981. DIN 2463, Teil 1: Geschweißte Rohre aus austenitischen nicht rostenden Stählen. März 1981. Lagerliste Edelstahlrohre der Firma Butting, Röhren- und Metallwerke, Wittingen/Knesebeck. Handbuch Verschleißschutz der Firma Schmelzbasaltwerk Kalenborn, Vcttclschoß 2. WAGNER, W.: Apparate- und Rohrleitungsbau. 3. Auflage. Würzburg: Vogel Buchverlag, 1989.
8.3 8.4 8.5
Literatur zu Kapitel 9 9.1
TA Luft, Technische Anleitung zur Reinhaltung der Luft. Verwaltungsvorschrift zum Bundesimmissionsschutz-Gesetz. Berlin: Carl-Heymanns-Verlag, 1986. 9.2 BARTH, W.: Berechnung und Auslegung von Zyklonabscheidern aufgrund neuerer Untersuchungen. Brennstoff-Wärme-Kraft 8 (1956), Nr. l, S. l -9. 9.3 MUSCHKEKNAUTZ, E.; KRAMBROCK, W.: Aerodynamische Beiwerte des Zyklonabscheiders aufgrund neuerer und verbesserter Messungen. Chem.-Ing.-Techn. 42 (1970) Nr. 5, S. 247-255. 9.4 MUSCHELKNAUTZ, F.; B R U N N E R , K.: Untersuchungen an Zyklonen. Chem.-Ing.-Techn. 39 (1967), Nr. 9/10, S. 531-538. 9.5 KRAMBROCK, W.: Berechnung des Zyklonabscheiders und praktische Gesichtspunkte zur tuas\egung.Aufbereitungs-Technik 12 (1971) Nr. 7, S. 391-401 und Nr. 10,5.643-649. 9.6 BOHNET, M.: Zyklonabscheider. Vortrag auf der GVC-Dezembertagung «Technik der GasFeststoff-Strömung» am 2./3. Dezember 1986 in Köln. 9.7 KRAMBROCK. W.: Kritische Anmerkung zur Untersuchung an Zyklonabscheidern. Chem.Ing.-Techn. 51 (1979), Nr. 5, S. 493-496. 9.8 MEYER zu RIEMSLOH, H.; KRAUSE, U.: Beschreibung und Beurteilung von mechanisch und mittels Druckluft abgereinigter Schlauchfiltersysteme. Aufbereitungs-Technik 16 (1975), Nr. 5, S. 245-254. 9.9 LÖFFLER, F.: Die Abscheidung von Partikeln aus Gasen in Faserfiltern. Chem.-Ing.-Techn. 52 (1980) Nr. 4, S. 312-323. 9.10 LÖFFLER, F.: Grundlagen der Partikelabscheidung mit Faserfiltern oder Tropfen. Vortrag auf der GVC- Dezembertagung «Technik der Gas-Feststoff-Strömung» am 2./3. Dezember 1986 in Köln. 9.11 STEFFENS,W.: Optimal funktionsfähige Filtermedien. Verfahrenstechnik 11 (1977) Nr. 10, S. 592-600. 9.12 MENDEN, G.: Filternde Abscheider. Aufbereitung-Technik 12 (1982), Nr. 2, S. 59-71.
Literatur zu Kapitel 10 10.1
Schiffsentlade-Anlagen: Druckschrift der Firma Gebrüder Bühler AG, GH 9240 Uzwil
280
Stichwortverzeichnis
A Abscheider 34,94,105 Abscheideverhalten 252 Absorptionsmittel 180 Absorptionsschalldämpfer 169 Absorptionstrockner 179 Acherbohnen 68, 92 Adhäsion 56, 57, 63, 64, 135, 142 Ähnlichkeitsbeziehungen 83,86 Ähnlichkeitsgesetze 153 Ähnlichkeitszahl 27 Aktivkohle 92 Allgemeingültigkeit 27 Aluminium 53, 206, 236 Aluminiumhydroxid 55 Aluminiumindustne 55 Aluminiumoxid 230,231 Anlagenfunktion 259 Anlagenkennlinie 48, 49, 51, 126 Anlagenkosten 47, 79 Anlagenverschleiß 14,41,43 Ansaugtemperatur 49 Anthrazit 65 Apatit 65 Argon 72 Asbest 65 Asche 237 Asphalt 65 Atmosphärendruck 45,49 Auflockerungspunkt 26, 27, 28 Auslegung 81 Ausschlcusung 44, 45, 46, 47 Austragschleuse 203 B Ballen 30 Barit 65 Barometerstand 73 Basalt 65 Bauxit 65 Beharrungsstrecke 38,43 Beharrungszustand 38, 40, 81
Bentonit 92 Berechnung 15, 17, 32, 44, 79 —, Beispiele 115 -Verfahren 75,81 Beryll 65 Beschleunigungsstrecke 36, 38, 43 Beschleunigungsverlust 38,95, 103 Betonmischung 125 Betriebskosten 47,49 Betriebskriterien 49,50 Betriebspunkt 48, 49, 50 Betriebssicherheit 121, 261 bezogener Druckvcrlustbeiwert 87, 88, 92, 93, 95 Bitterlupinen 39, 68, 92 Blei 65 Böschungswinkel siehe Schüttwinkel Borax 65 Borkarbid 65 Branntkalk 60 Brauerei 55 Brennbarkeit 56, 57, 70 Bruchkorn 56, 57, 65, 70 Büttenabsaugung 191 Bunkeraufsatzfilter 243 Bypass-Regelung 154 C chemische Industrie Chromit 65
55
D Diamant 65 Dichtstromförderung 31, 125 Differcnzgeschwindigkcit 35, 131 Dissertation 16 Dolomit 65 Doppeldruckgefäß 229 Dosierung 126,188 Drallregelung 154 Drallströmung 245 Drehkolbengebläse 48,49,91, 163, 178,264
281
Drehrohrweiche 241 Drehzahlregelung 154 Drosselklappe 48 Druckbetrieb 49 Druckdifferenz 37,46,47 Druckerhöhung 43, 49, 145, 174 Druckförderanlage 34, 44, 45, 46, 98, 187, 261 Druckgcfäß 34,36,219 Druckluftaufbereitung 179,256 Druckluftversorgung 91 Druckstufe 175 Druckverlauf 43, 44 Druckverlust 18, 26, 27, 31,32, 34, 36, 38, 43,44,48,79,93, 102, 111 Druckverlustbeiwcrt 18, 24, 25, 56, 57, 69, 83 Druckverlustminimum 30, 40, 91 Düse 94 Durchblasschleuse 204 dynamischer Druck 17, 71, 75, 89, 95, 98, 102
Einflußgrößen 21,53,83 Einmannbedienung 262 Einschleusung 35,46,47,187 Einzelwiderstand 44 Eisen 65 Eisendioxid 65 elektrische Aufladung 238 Energieverbrauch 14, 30 Engelhaar 43 Entstaubung 14, 47 Entstaubungsleitung 30 Entwicklungsziel 121 Erfindungshöhe 121 Expcllcr 55 Explosionsdruck 56 —anstieg 56 Extruder 232 Exzenter-Schneckenpumpe 125
Faktor K 98 Fallgeschwindigkeit 23 Faseranlage 72 Feldspat 65 FEM 55 Filter 79, 94, 105,250,264 — abreinigung 163,256 —abschcidung 250 -element 255, 256
282
Filter —medium 254 -schiebt 251 Filtrationsgeschwindigkeit 253 Fischmehl 55 Flachschieber 227 Flanschverbindung 237 Fleischwolf 232 Fließbett 26, 28, 30, 33, 69 —fördcrung 133 —homogcnisierung 26 -schleuse 230 Flicßförderung 33, 34, 59, 133, 134, 230 Fließförderverfahren 133 Fließort 60,61,63 Fließrinne 133 Fließverhalten 56 Flugförderung 27, 29, 32, 33, 35, 37, 38, 40, 42, 48, 66, 123 Fluidisierbarkeit 56, 57, 63, 69 Fluidisicrungskennlinie 26 Fluidisicrungsprüfstand 69 Fluidschub 138 Fluidstat 137 Flußspat 65 Förderanlage 98,259 Förderband 264 Fördergut 53, 98 Förderhöhe 27, 95 Förderlänge 102 Förderleitung 30, 31, 33, 34, 43, 122, 235 Fördermittel 53,71,98 Förderverfahren 121,235 Förderversuch 95 Förderweg 14,38,47,81 Förderzustand 27 Folgekosten 80 Formteil 123 Füllkörper 25 Füllstandsmelder 243 Fullerpumpe 232 Funksteuerung 265 Funktionsnachwcis 259 Funktionsrisiko 259 Futtermehl 208 Futtermittel 55 G Gasdichte 72 Gasexplosion 72 Gasfeuchte 72 Gasgesetz 71 Gaskonstante 71
Gebläse 33, 34, 44, 45, 46, 47, 105, 122 -kennlinie 33, 34, 48, 49, 50, 51, 126, 184, 185 -leistung 30, 79 gebrannter Kalk 65 geodätische Hohe 75 Gerste 55,92 Geruchsbclästigung 56, 70 Gesamtdruck 17 —Verlust 97 Geschichte 15 Geschwindigkeitsprofil 21,23,30 Geschwindigkeitsverhältnis 29, 38, 39, 40, 96 Gestaltungszonen 122 Getreide 26, 55, 62 Giftigkeit 56, 70 Glas 65 -kugeln 39, 68, 92 -röhr 237 Gleitverschleiß 66 Gletscher 135 Glimmer 65, 92 Granat 65 Granulatabscherung 216 Graphit 65 Grenzkorn 247 Grenzkurvc 28 Grenzschicht 245 Grieß 55 Grünmalz 55, 92 Grundlagenforschung 79 Gutabscheidung 122, 243 Gutaufgabe 14,43 Gutbeanspruchung 14,41 Gutbeladung 29, 30, 83, 95 Gutbeschlcunigung 35, 36, 37 Guteigenschaften 14 Gutfeuchte 55, 56, 63, 70 Gutgeschwindigkeit 35, 36, 37, 38, 40, 43 Gutmassenstrom 27, 28, 29, 34, 35, 38, 47, 49,80,81,83, 122 Gutqualität 70 Gutreibungsverlust 95 Guttemperatur 55, 56, 63, 70 Gutumlenkung 40,41 gummielastische Maschinenfüße 169 Gummispiralschlauch 239,242 H Hackschnitzel Hafer 92 Helium 72
55
Hochdruck 33 --Förderanlage 46,107,118 — -Zellenradschleuse 51 Hohlraumanteil 24, 25, 28, 55, 56, 57, 132 Holzindustrie 55, 194 Holzlamellen 92 Holzspäne 92 Holzwolle 92 Hornschotenklee 39, 68, 92 Hubverlust 95 hydraulischer Durchmesser 25 hydrostatischer Druck 26 Hygroskopie 56, 70 I Industriezweige 53,54 Injektorschleuse 195 inkompressible Strömung 38, 98 innere Reibung 56, 60 instabiler Bereich 27, 30, 32 Isentrope 145 Isobare 145 Isochore 145 Isotherme 3 2 , 7 1 , 8 9 , 1 0 0 , 1 1 4 Iteration 104,107,117
Kältetrockner 179 Kaffee 55 Kakao 55 Kali 208 Kalkhydrat 65 Kalkspat 65 Kalkstein 65 Kalksteinstaub 235 Kalottenventil 227 Kaolin 55,65 Kartoffelflocken 92 Kegelventil 227 Kieselgur 65, 125 kinetische Energie 95 Klebrigkeit 56 Kohäsion 56,57,61,62,135,137,210,222,225 Kohlendioxid 72 Kohlenstaub 55,72 —Verbrennung 26 Kohlevergasung 221 Kolbenmotorventil 123 Kolbenverdichter 172 Kompressibilität 98, 100 kompressible Strömung 32, 91, 102 Kondensat 76 -ausfall 76,77,179
283
Kontinuitätsglcichung 89 Korn -dichte 14,23,24,39,93 -durchmesser 14, 21, 23, 24, 25, 39, 55, 56, 57, 59, 93 -form 21,55,56,57 —geschwindigkeit 66 —größenverteilung 55, 56, 57, 252 -härte 56, 57, 64, 66 —masse 21 —rotation 21, 22 —umströmung 21,22 Korund 65, 66 Kraftfutter 92 Kristallzucker 135 kritisches Druckverhältnis 181 Krümmer 27, 33, 36, 40, 41, 42, 43, 94, 237, 239 -Strömung 40 —Verlust 43, 97 -verschleiß 41 Krümmungsradius 40, 42, 43 Kugel 25 —lager-Drehkranz 264 -packung 58,59 -ventil 229 Kunststoffgranulat 36, 62 Kunststoffindustrie 55 Kunststoffspiralschlauch 238 Kupfer 65
Lärmentwicklung 70, 168, 177 Landwirtschaft 194 Langsamförderang 66 Laufschaufelverstellung 154 Lava 65 Lavaldüse 5 0 , 9 1 , 1 4 0 , 1 8 1 , 2 6 1 Lavaldüsendurchmesser 183 Leckluft 127,213,246 Leistungsbedarf 99 Leitschaufelverstellung 154 Liegezeit 262 lotrechte Förderung 40 Luft -dichte 18,23,24,25,33,39 —eigenschaften 72 —einblasung 136 —einzelwiderstand 94 —feuchte 73,76 -geschwindigkeit 17, 18, 20, 22, 23, 24, 25, 26, 27, 28, 30, 31, 32, 34, 36, 37, 38, 43, 48, 69, 81, 83, 91, 100, 110
284
Luft —haltevermögen 33, 56, 57, 69 -leitung 105 —massenstrom 29 —mengenauftcilung 158 —mengenregclung 50, 181 —reibungsverlust 94 —tempcratur 73 —Versorgung 51, 177 -volumenstrom 28, 43, 49, 79, 99 —volumenstromregelung 180 M
Magnesiumoxid 65 Magnesiumpulver 72 Mais 55,92,191 -mehl 92 Makrolou 92 Malz 55, 92 —keime 55 -schrot 92 Mangan-Hartstahl 216 Mantelsaugdüse 192 Mehl 55 Mehrstsufenventilator 48,49 Membranpumpe 125 Messing 65 Methylzellulosc 92 Milchpulvcr 55 Mineralindustrie 55 Möllerpumpe 232 Mohssche Härte 65 Mühlenindustrie 55 N Nachbesserung 122 Nachprodukt 55 Nadelfilz 256 Nahrungsmittelindustrie Natriumbikarbonat 92 Naturfaser 254 Nitrat 55
55, 179
O Öleinspritzung 146, 174 Ölindustrie 55 P Pallring 25 Papierindustrie 55 Papphülsen 92 Parallelschaltung 156, 159 Patentanmeldung 122, 132, 137
Pfropfenförderung 25, 27, 30, 31, 32, 33, 37, 43,47,50,51,62, 125, 126,214,228,229 Pfropfenfrequenz 130 Pfropfengeschwindigkeit 32,37, 130 Pfropfenlänge 31,32,37 Phenolharz 92 Phosphat 55 Pneumosplit 139 Polyamid-Granulat 72 Polyester-Granulat 72, 92, 261 Polyethylen-Granulat 27, 67, 92, 261 Polyethylen-Pulver 50, 72, 92, 242 Polypropylen-Granulat 92 Polypropylen-Pulver 72,242 Polystyrol-Granulat 20, 32, 36, 37, 39, 68, 69,83, 197 Polytropcnexponcnt 145, 163, 174, 177 Porenströmung 31 Pralltopf 43,241,264 Prallverschleiß 66 Prandtl-Rohr 18 Projektmanager 80 Prüfsieb 61 Pulverschnee 135 Pulverzucker 209 Pumpförderung 125 PVC-Pulver 63, 92 Pyknometer 58 Pyrit 65 Q Quarz 65 Quarzmehl 30 Quarzsand 237 Querschnittsveränderung
237
R Radialvcntilator 46, 149, 150 Raps 55,210,218 Raschigring 25 Raumdichtc 56, 57, 58 Regreßkosten 80 Reibverschleiß 215 Reihenschaltung 156, 159 Reinluftleitung 34 Reis 55, 92 -hülsen 92 relative Sandrauhigkeit 18 Resonanzschalldämpfer 170 Restesaugen 264 Reststaubgehalt 250,252 Reynoldszahl 18,68 Risikominimierung 80
Roggen 92 Rohmehl 55 Rohr -bahnhof 242 -hügcl 238 -durchmesser 18, 20, 23, 24, 27, 29, 32, 38, 40, 42, 47, 79, 80, 81, 82, 83, 98, 99, 235 erweiterung 89,108,118 -knie 43 —krümmer siehe Krümmer -länge 24,27,36,37,38 —leitungsplan 235 -post 53,123,163 -Strömung 21,24,40 —weiche 241 -Werkstoff 236 Rotationsscherzelle 61 Rütteldichte 58 Ruß 55,65,190,244
Sägemehl 55, 92 Sägespäne 55, 126, 188 Sämereien 36 Salz 65 Saug-düse 190, 192, 193 -förderanlage 44, 45, 46, 98, 119, 187, 188, 262 -förderung 29, 49, 110, 262 -heber 264 — -Druck-Förderanlage 46, 47 -Injektor 201 Schall —dämpfung 150 —emission 14 —geschwindigkeit 182 -haube 170, 171 -pegel 171 Schaumpolvstyrol 28,196,201 Scheindichte 58 Scherkraft 61 Scherspannung 61 Scherzelle 61 Schiffsentladeanlage 29, 46, 262 Schlacke 66,237 Schlauchfilter 255 Schlauchquetschpumpe 125 Schleuse 46,105,122 Schleusenfunktion 187 Schleusenlcckluft 35, 49, 50, 51, 211 Schleusenverschleiß 215 Schlitzsaugdüse 190, 192
285
Schmelzbasalt 66,237 Schneckenförderer 188, 232, 233 Schneckenschleuse 125,232 schonende Förderung 126 Schraubenverdichter 172, 178 Schrot 55 Schüttdichte 26, 56, 57, 58, 122 Schüttgut —eigenschaften 55 -bett 24, 31 —emteilung 62 -labor 55 -technik 53 —verdränger 218 Datenbank 58 Schüttung 25 Schüttwinkel 56, 64, 122 Schutzgas 72,73,178 Schwebegeschwindigkeit 23, 24, 29, 36, 37, 38,40,56,57,58,67, 196 Schwebekennlinie 67,69 Schwebestand 67 Schwefel 65 Schwenkschieber 227 Schwerkraft 40 Seifennudeln 92 Seitenkanalgebläse 161,178 Sekundärströmung 246 Siebkennlinic 59,60,61 Silage 194 Silber 65 Siliziumdioxid 135 Siliziumkarbid 65,66,216 Siloanlage 46,241 Silospannung 61 Sinkgeschwindigkeit siehe Schwebegeschwindigkeit Soda 65 Sojabohnen 55, 92, 263 Sommerraps 39,68,92,210 Sorptionsisothermc 56 Sortenvermischung 242 Sortenwechsel 14 Späneförderung 135, 159, 160, 194 Spcicherballon 73 Splittdruck 31, 139 Stärke 55 Stahl 65 -kugeln 36,39,50,51,211 -röhr 18,236 —spiralschlauch 238 Stand-by-Verdichtcr 261 Standzeit 43
286
statischer Druck 17 Staubeigenschaften 79 Staubentwicklung 47, 56, 70 Staubexplosion 14, 70, 72, 194 Staubfraktion 252 Staubsauganlage 46 Steinsalz 92 Stetigförderung 14, 190 Stickstoff 33,72,261 Stopfen 132, 135 Stopfgrenze 30,31,33,49 Stoß 2 1 , 2 3 , 3 8 -faktor 56 Strähnenförderung 27, 30, 32, 33, 38, 40 Strahlgeschwindigkeit 66 Strahlverschleiß 215,227 Strömungslehre 17 Strömungsfördertechnik 79 Stückgutförderung 47,70 Styrofill 196,201 Styroporkugeln 93, 160
Taktung 127 Talkum 65 Taschenfilter 255 Taupunkt 76 Teleskoprohr 110, 192 Temperaturerhöhung 147 Titandioxid 65, 136 Titankarbid 65 Tonerde 55,222 Topas 65 Transportvcntilator 159, 193 Trockcntreber 93 Trogkettenförderer 264 Turboverdichter 172,264 Turbulenz 21, 141 U
Oberdruckklappe 243 Über-Unterdruck-Klappe 243 Umluftanlage 73,188,261 Umschlagpunkt 33 Umströmungswiderstand 23 Umweltbelastung 70,262 Unstetigfördcrer 14 U-Rohr 17 V Ventilator 48, 49, 91, 149, 178 -kennlinie 49, 150, 151 Verderblichkeit 56, 70
Verdichter 4.5,46, 91, 145 Verdichterleistung 146 Verdichtertemperatur 168, 174 Verdichtungsarbeit 165 Vcrdichtungspro/esse 145 Verkaufsinteresse 80 Verschiebedruck 136 Verschleißmulde 4l Verstopfung 42, 47, 48, 90, 127, 136 Vibro-Puls-Pncu 138 Vorabscheidung 243 W waagerechte Förderung 38,95 Wachs 65 Waggonabsaugung 191 Wandreibung 31, 36, 56, 57, 60, 61 Wandstoß 23,36 Weintrauben 191 Weißsenf 93 Wei/en 29, 30, 39, 55, 68, 69, 85, 86, 93 -kleie 93 -mehl 93 —nachmehl 93 Wettereinfluß 73 Widerstandsbeiwert 23, 24, 27, 43, 56, 68, 69,94, 102 Wiederholbarkeit 121 Windkessel 179
Winterwicken 39, 68, 69, 93 Wirbelschicht 26,28 Wirbelscnke 245 Wolframkarbid 65 Wurfgebläse 194
Z Zechenkoks 188 Zellenradschleuse 31, 34, 51, 66, 188, 203, 231,264 Zellenverdichter 172 Zellstoff 55 Zellulosepulver 93 Zement 26, 55, 93, 224 —industrie 55 -rohmehl 93 Zichorieschnitzel 64, 93 Zink 65 -oxid 65, 93 Zinn 65 Zirkon 65 Zündverteilergehäuse 123 Zucker 55,93,193 zusätzlicher Druckverlust 38, 81 Zuschlagstoffe 55 Zustandsänderung 71, 89 Zustandsdiagramm 27, 33, 48, 128, 129 Zwischcnkühlung 174 Zyklon 94,245
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Vogel Fachbuch Pneumatik Deppert, Werner/Stoll, Kurt
Pneumatik-Anwendungen Kosten senken mit Pneumatik 366 Seiten, 310 Bilder, 2farbig ISBN 3-8023-0434-9 Die industrielle Fertigung setzt pneumatische Energie zur Kraftübertragung, für Bewegungs- und Steuerfunktionen ein. Probleme aus der Praxis werden hier an Beispielen beschrieben, Lösungen vor allem unter dem Aspekt der „Low-cost-Automation" angeboten. Das Thema schließt sich dem Buch „Pneumatische Steuerungen" an und wendet sich an Praktiker, die mit der Konstruktion, der Einrichtung und dem Betrieb pneumatischer Bauteile und Systeme befaßtsind. Anfängerwerden auf leichtverständliche Art eingeführt. Hoffmann, Ernst/Stein, Richard
Pneumatik in der Konstruktion 276 Seiten, 335 Bilder ISBN 3-8023-0172-2 Konstruktive Voraussetzungen, Projektieren und Dimensionieren: Anwendungen der Steuerungselemente und Arbeitsgeräte, Schaltplanentwicklung, Steuerungstechnik, Zubehör, Schaltschrank, Druckluftzylinder, Druckluftmotoren, Leistungsventile, Wartungsgeräte. Dieses Arbeitsbuch für Konstrukteure, Ingenieure, Meister und Techniker wurde aus der Praxis entwickelt. Es hilft sowohl bei der Lösung immer wieder auftretender konzeptioneller Probleme als auch bei alltäglichen Entscheidungen „vor Ort".
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