Reprint from / Sonderdruck aus: Issue No.: 1/2009, pp. 42–60

Functioning and process engineering design of large aerated silosFunktion und verfahrenstechnische Auslegung belüfteter Großraumsilos

Prof. Dipl.-Ing. P. Hilgraf, Dipl.-Ing. A. Hilck, Claudius Peters Technologies GmbH, Buxtehude, Germany

Verlag Bau+Technik GmbH · P0 Box 12 01 10 · 40601 Düsseldorf/Germany · Tel.: +49 (0) 211 / 9 24 99-0

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ZUSAMMENFASSUNG

This article deals with the design principles and operation

of large aerated silos for fine-grained bulk materials. They

are predominantly constructed as elevated, flat-bottomed,

silos with vehicle access underneath, each with an integral

displacement cone and a base aeration system as the

method of the extraction. Their process engineering design

is described with the aid of a specific design variant of this

type of silo. Among other things, the function of the dis-

placement cone in the generation of a suitable bulk material

flow profile, the potential for bridging in the outer silo space,

the requirements for dimensioning the base aeration system

and the control engineering aspects are analysed and sup-

ported with examples. The structural variant investigated

is then compared with two alternative design variants of

displacement cone silos. Their differences and the resulting

consequences are discussed. The possibility of constructing

aerated silos without displacement cones is described for

examples of two configurations, of which one is suitable

for fairly small storage volumes and the other for extremely

large storage volumes. The article ends with advice on the

configuration of multi-compartment silos in a cylindrical

structure. The investigation makes it clear that there has

to be an adequate understanding of the bulk material to be

handled as the basis for responsible silo design.

Der Beitrag befasst sich mit den Auslegungsgrundlagen

und dem Betrieb belüfteter Großraumsilos für feinkörnige

Schüttgüter. Diese werden überwiegend als hochgesetzte,

unterfahrbare Flachbodensilos mit integriertem Verdränger-

kegel und einem Bodenbelüftungssystem als Austragsvor-

richtung ausgebildet. Ihre verfahrenstechnische Auslegung

wird anhand einer speziellen Ausführungsvariante dieses

Silotyps dargestellt. Hierbei werden u.a. die Funktion des

Verdrängerkegels bei der Erzeugung eines geeigneten

Schüttgutfließprofils, Möglichkeiten der Brückenbildung im

Siloaußenraum, Anforderungen an die Dimensionierung der

Bodenbelüftung sowie regelungstechnische Gesichtspunkte

analysiert und durch Beispiele hinterlegt. Die untersuchte

Bauvariante wird danach zwei alternativen Ausführungsva-

rianten von Verdrängerkegelsilos gegenübergestellt. Deren

Unterschiede und daraus resultierende Konsequenzen wer-

den diskutiert. Die Möglichkeit, belüftete Silos auch ohne

Verdrängerkegel auszuführen, wird an zwei Bauformen,

von denen die eine für eher kleinere, die andere für extrem

große Lagervolumina geeignet ist, exemplarisch dargestellt.

Hinweise zur Gestaltung von Mehrkammersilos in einem

zylindrischen Baukörper schließen den Beitrag ab. Die

Untersuchung verdeutlicht, dass als Basis für eine verant-

wortungsvolle Siloauslegung ausreichende Kenntnisse über

das zu handhabende Schüttgut vorliegen müssen.

SUMMARY

Prof. Dipl.-Ing. P. Hilgraf, Dipl.-Ing. A. Hilck, Claudius Peters Technologies GmbH, Buxtehude, Germany

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Functioning and process engineering design of large aerated silosFunktion und verfahrenstechnische Auslegung belüfteter Großraumsilos

1 Introduction

There is hardly a branch of industry in which there is not some form of container used for storing, buffering or dis-tributing bulk materials. Their simple structure and apparent-ly uncomplicated functioning means that they come to be regarded as an unimportant element in a higher-level process and that insufficient care is taken in their design. The conse-quences are operational malfunctions and stoppages caused by bridging or rat-holing, uncontrolled and erratic flow of bulk material, fluctuating product quality resulting from segrega-tion, etc. This is particularly incomprehensible because the early, very largely empirical, modelling has now been placed on a solid theoretical basis through a well developed theory of bulk material flow [1-3].

Large silos with storage volumes of several tens of thousand cubic metres are both necessary and normal, especially in industries in which fine-grained mass bulk materials are pro-duced or processed. Typical products are: cement raw meal, cement, alumina, fly ash, limestone, etc. Malfunctions in large silos of this type inevitably have substantially more serious effects and are harder to rectify than those in smaller containers. The demands made on these types of silo are fur-ther increased because the fine-grained solids to be stored are also products that can exhibit properties varying from

1 Einleitung

Es existiert kaum ein Industriezweig, in dem nicht in irgend-einer Form Behälter zum Lagern, Puffern oder Verteilen von Schüttgütern eingesetzt werden. Ihr einfacher Aufbau und die scheinbar unkomplizierte Funktion führen dazu, sie als unbedeutende Elemente eines übergeordneten Prozesses anzusehen und ihnen nicht die erforderliche Auslegungs-sorgfalt zu widmen. Die Folgen sind Betriebsstörungen und -stillstände durch Brücken- oder Schachtbildung, unkontrol-lierter, nicht regelbarer erratischer Schüttgutfluss, wechseln-de Produktqualitäten aufgrund von Entmischungen usw. Dies ist insbesondere deshalb unverständlich, weil die früher wei-testgehend empirische Modellierung inzwischen durch eine gut ausgearbeitete Theorie des Schüttgutfließens [1-3] auf ein solides theoretisches Fundament gestellt wurde.

Speziell in den Industrien, in denen feinkörnige Massen-schüttgüter produziert oder verarbeitet werden, sind Groß-raumsilos mit Lagervolumina von einigen zehntausend Kubik-metern notwendig und auch üblich. Typische Produkte sind: Zementrohmehl, Zement, Tonerde, Flugasche, Kalkstein usw. Störungen in derart großen Silos haben zwangs läufig erheblich gravierendere Auswirkungen und sind schwieriger zu beheben als solche in kleineren Behältern. Dass es sich bei den zu lagernden feinkörnigen Feststoffen gleichzeitig um Produkte handelt, die Eigenschaften von gut fließend bis sehr kohäsiv aufweisen können und deren Verhalten sich mit größer werdender Lagerdauer und zunehmender Auflast (= Silogröße) i.a. signifikant verschlechtert, erhöht die Anfor-derungen an derartige Silos weiter.

Großraumsilos mit Durchmessern im Bereich von (10 m ≤ Dsilo ≤ 50 m) können aus nahe liegenden Gründen nur als Flachbodensilos ausgeführt werden und benötigen des-halb zur vollständigen Entleerung eine geeignete Austrags-vorrichtung. Durchgesetzt hat sich hier die, üblicherweise sektionsweise, Bodenbelüftung durch ein um ca. αR ≅ 10° gegen die Horizontale zum Siloaustrag hin geneigtes, nach oben offenes Fließrinnensystem. Des Weiteren sind der-artige Silos üblicherweise mit einem integrierten Verdrän-gerkegel ausgerüstet, mit dem u.a. ein den Schüttgutfluss verbesserndes Fließprofil erzeugt wird. ❱ Bild 1 zeigt diese praxiserprobte Bauform schematisch.

Nachfolgend werden die Arbeitsweise, daraus resultierende grundlegende Ansätze zur verfahrenstechnischen Auslegung sowie mögliche Ausführungsvarianten derartiger Silos vor-gestellt und diskutiert. Die Rückwirkungen der Verfahrens-technik auf die statische Silodimensionierung werden nicht vertieft behandelt. Hierzu wird auf [4] verwiesen.

2 Verfahrenstechnische Auslegung

Alle Analysen werden zunächst beispielhaft anhand der in ❱ Bild 1 dargestellten Bauform eines Silos mit integriertem Verdrängerkegel durchgeführt und, falls erforderlich, danach auf abweichende Ausführungsvarianten übertragen.

SB KB Open aeroslides

Aeration sector

Figure 1: Structure of a silo with displacement coneBild 1: Aufbau eines Silos mit Verdrängerkegel

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free-flowing to very cohesive and have characteristics that generally deteriorate significantly with increasing storage time and increasing imposed load (= silo size).

Large silos with diameters in the range of 10 m ≤ Dsilo ≤ 50 m can, for obvious reasons, only be constructed as flat-bottomed silos and therefore require a suitable extraction device for complete emptying. Base aeration, usually divided into sections, by an aeroslide system that is open at the top and is inclined to the horizontal by about αR ≅ 10 ° towards the silo outlet has become generally established. These silos are also generally provided with an integral displacement cone which, among other things, generates a flow profile that improves the bulk material flow. This practically proven configuration is shown diagrammatically in ❱ Fig. 1.

The mode of operation, the resulting fundamental approach-es to process engineering design and possible design vari-ants of these silos are described and discussed below. The ways that the process technology affects the structural stat-ics aspects of the silo design are not handled in depth. For this purpose reference should be made to [4].

2 Process engineering design

All analyses are first carried out using the configuration of a silo with integral displacement cone shown in ❱ Fig. 1 and then, where necessary, are applied to differing design variants.

2.1 Basic structure and mode of operationThe mode of operation of the extraction system is based on the combined action of the bulk material aeration system that initiates and assists the extraction process, the flow profile induced by the integral displacement cone and the relief from the pressure of the overlying product on the bulk material flowing towards the outlet below the cone.

The aeration/silo base is made up of open aeroslides with a slight fall towards the centre of the silo. It is divided into two zones that are aerated independently of one another – the area designated the outer ring outside the displacement cone that forms the actual storage space and the area under the cone. The possible design variants will be described later. ❱ Fig. 1 shows a design with a continuous radial aeroslide arrangement. The aeroslides in the outer ring extend until they are under the displacement cone. The frictional grip of the bulk material close to the base is loosened by aeration of the outer ring. Under the impulsion of the overlying column of material the bulk material, together with the pressurized aeration gas, flows radially in the direction of the displace-ment cone and the outlet.

At the usual aeration pressures (blower final overpressure pB ≅ 0.5 bar minus the losses in the line and distribution base) the bulk material above the outer ring is not fluidized; the gas just flows through it and loosens it. The gas flows fast-er than the solids so it provides additional propulsion. After reaching the displacement cone the bulk material is relieved of the pressure of the overlying column of material in the outer space and forms a fully fluidized bed. This behaves like a fluid. Its height is kept to a predetermined level by a control system. Constant material pressure and withdrawal from a fluidized bed result in a uniform and easily control-lable exit mass flow. The displacement cone is ventilated by dedusting lines into the upper silo space or to the discharge system.

2.1 Prinzipieller Aufbau und BetriebsweiseDie Wirkungsweise des Austragssystems basiert auf dem Zusammenwirken der den Austragsvorgang einleitenden und unterstützenden Schüttgutbelüftung, des durch den inte-grierten Verdrängerkegel erzwungenen Fließprofils sowie der Entlastung des unter dem Kegel zum Austrag fließenden Schüttguts von aufliegendem Produkt.

Der Belüftungs-/Siloboden besteht aus oben offenen Fließ-rinnen und ist zur Silomitte hin leicht abfallend geneigt. Er wird in zwei unabhängig voneinander belüftete Zonen unter-teilt: In den als Außenring bezeichneten Bereich außerhalb des Verdrängerkegels, der den eigentlichen Lagerraum bil-det, und denjenigen unter dem Kegel. Auf die hier möglichen Ausführungsvarianten wird noch eingegangen. ❱ Bild 1 zeigt eine Ausführung mit durchgehend radialer Rinnenanordnung. Die Außenringrinnen werden bis unter den Verdrängerkegel geführt. Durch die Belüftung des Außenrings wird der Reib-schluss des Schüttguts in Bodennähe gelöst. Das Schütt-gut fließt unter dem Antrieb der aufliegenden Materialsäule zusammen mit dem unter Überdruck stehenden Belüftungs-gas radial in Richtung Verdrängerkegel bzw. Auslauf.

Bei den üblichen Belüftungsdrücken (Gebläseenddrücke pB ≅ 0,5 bar(ü.) abzüglich der Leitungs- und Verteilerbodenver-luste) wird das Schüttgut oberhalb des Außenrings nicht flu-idisiert, sondern lediglich durchströmt und aufgelockert. Da das Gas schneller strömt als der Feststoff, treibt es diesen zusätzlich an. Nach Erreichen des Verdrängerkegels wird das Schüttgut von der im Außenraum aufliegenden Material-säule entlastet und bildet eine voll durchfluidisierte Wirbel-schicht aus. Diese verhält sich flüssigkeitsähnlich. Ihre Höhe wird durch eine Regelung auf einem vorgegebenen Niveau gehalten. Konstanter Materialvordruck und die Entnahme aus einer Wirbelschicht liefern einen gut regelbaren und gleich-mäßigen Auslaufmassenstrom. Die Entlüftung des Verdrän-

b

a

appr. 800 10 °

VARIANT a b

[mm] [mm]

1 2 250 2 750

2 2 250 2 750

3 1 500 1 950

Figure 2: Distance between silo wall and displacement cone in different design variants

Bild 2: Abstand Silowand-Verdrängerkegel bei verschiedenen Aus-führungsvarianten

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Both in the outer ring area and below the displacement cone the aeration base is divided into sectors that are aerated in turn in a predetermined sequence in such a way that a fully aerated flow channel is always formed from the silo inner wall to the central outlet. This reduces the size of aeration gas flow needed, the amount of moisture introduced with it and the compression work that has to be expended. Nat-urally, the aeration is only applied when the bulk material is being extracted from the silo, i.e. only after the silo outlet has been opened.

2.2 Dimensioning the displacement coneA cone with inclination of Θ = 30 ° to the vertical and a mini-mum distance from the silo inner wall of a = (1.50 to 2.25) m, depending on the design variant, is built as standard by the various suppliers (❱ Fig. 2). The distance “a” is kept constant regardless of the silo diameter.

The internal displacement cone fulfils the following func-tions:

❱ Generation of an optimum bulk material flow profile: The silo geometry affects the mobility of the bulk material

as it flows out of the silo. ❱ Fig. 3 shows an example of this. In the axisymmetrical flow state (cylindrical silo with suspended hopper, ❱ Fig. 3a) the bulk material moves towards an extraction point, but with a plane flow state (slot-bottom hopper, ❱ Fig. 3b) it moves towards an extraction line. There are therefore greater obstructions to the flow of bulk material with the axisymmetrical flow state than with the plane flow state, i.e. from the process engineering point of view the plane flow state is better than the axisymmetrical one. Under the same conditions the flow zones that are obtained in slot-bottom silos dur-ing extraction are therefore wider than those in circular silos. This means that the same active silo volume and also, in the limiting case, mass flow can be achieved with the plane flow state using larger, i.e. less expen-sive, opening angles of the discharge hopper.

❱ Fig. 3c shows that the installation of an inverted cone produces an annular gap and therefore a plane flow pro-file in a circular silo. However, this is an asymmetrical flow profile and the bulk material has to be extracted uni-formly under the cone over the entire circumference of

gerkegels erfolgt über Entstaubungsleitungen in den Silo-oberraum oder auf das Abfördersystem.

Der Belüftungsboden ist sowohl im Außenringbereich als auch unterhalb des Verdrängerkegels in Sektoren unterteilt, die in einer vorgegebenen Reihenfolge nacheinander derart belüftet werden, dass sich jeweils ein von der Siloinnenwand bis zum zentralen Austrag durchgehend belüfteter Fließkanal ausbildet. Dies reduziert die Größe des erforderlichen Belüf-tungsgasstroms, die mit diesem eingetragene Feuchtigkeits-menge sowie die aufzuwendende Verdichtungsarbeit. Belüf-tet wird selbstverständlich nur dann, wenn Schüttgut aus dem Silo abgezogen wird, d.h. erst nachdem der Siloaus-trag geöffnet ist.

2.2 Dimensionierung des VerdrängerkegelsAls Standard wird von den diversen Anbietern ein Kegel mit einem Neigungswinkel von Θ = 30° gegenüber der Verti-kalen und einem minimalen Abstand zur Siloinnenwand von, je nach Ausführungsvariante, a = (1,50 bis 2,25) m ausge-führt (❱ Bild 2). Der Abstand „a“ wird unabhängig vom Silo-durchmesser konstant gehalten.

Der interne Verdrängerkegel erfüllt folgende Aufgaben:

❱ Erzeugung eines optimalen Schüttgutfließprofils: Die Behältergeometrie beeinflusst die Beweglichkeit

des Schüttguts beim Ausfließen aus dem Silo. ❱ Bild 3 zeigt dies beispielhaft: Beim axialsymmetrischen Fließ-zustand (zylindrisches Silo mit angehängtem Austrags-konus, ❱ Bild 3a) bewegt sich das Schüttgut auf einen Austragspunkt, beim ebenen Fließzustand (Schlitzbun-ker, ❱ Bild 3b), auf eine Austragslinie zu. Die Fließbe-hinderungen des Schüttguts sind somit beim axial-symmetrischen Fließzustand größer als beim ebenen Zustand, d.h. der ebene Fließzustand ist verfahrenstech-nisch günstiger als der axialsymmetrische. In Schlitz-silos sind deshalb, gleiche Randbedingungen voraus-gesetzt, die sich beim Abzug einstellenden Fließzonen breiter als diejenigen in Rundsilos. Somit können gleich große aktive Silovolumina, und im Grenzfall Massenfluss, beim ebenen Fließzustand mit größeren, d.h. kostengün-stigeren, Öffnungswinkeln der Auslauftrichter erreicht werden.

❱ Bild 3c verdeutlicht, dass durch den Einbau eines Kegels ein Ringspalt und damit ein ebenes Fließprofil in einem runden Silo erzeugt wird. Bei diesem handelt es sich allerdings um ein asymmetrisches ebenes Profil und es ist erforderlich, dass das Schüttgut gleichmäßig entlang des gesamten Kegel- bzw. aktiven Sektorenum-fangs radial unter den Kegel abgezogen wird. Zur Ver-deutlichung der Konsequenzen sind in ❱ Bild 4 die Grenz-kurven zwischen Massenfluss- und Kernflusssilos für die drei Silo geometrien „axialsymmetrisch“, „symme-trisch eben“ und „asymmetrisch eben“ dargestellt. Auf-getragen ist der Wandreibungswinkel ϕW zwischen dem Schüttgut und den umgebenden Silowänden auf der Ordinate gegen den Neigungswinkel Θ der Trichterwand, gemessen gegen die Vertikale, auf der Abszisse. Im Fall „asymmetrisch eben“ entspricht ϕW dem Wandrei-bungswinkel zwischen dem Schüttgut und der geneigten Wand, derjenige der vertikalen Wand beträgt konstant ϕW(v) = 30°. Das ❱ Bild 4 ist gültig für einen effektiven Reibungswinkel (≅ innerer Reibungswinkel beim statio-nären Fließen) von ϕe = 50°.

b c a

Figure 3: Flow profiles in different silo geometriesBild 3: Fließprofile in unterschiedlichen Silogeometrien

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the cone or active sector. The limiting curves between mass flow and funnel flow for the three silo geometries, namely “axisymmetrical”, “plane symmetrical” and “plane asymmetrical” are shown in ❱ Fig. 4 to illustrate the consequences. The wall friction angle ϕW between the bulk material and the surrounding silo wall is plotted on the ordinate against the inclination Θ of the hopper wall to the vertical plotted on the abscissa. In the “plane asymmetrical” case ϕW corresponds to the wall friction angle between the bulk material and the inclined wall, while that for the vertical wall is a constant ϕW(v) = 30 °. ❱ Fig. 4 is valid for an effective angle of friction (≅ inter-nal angle of friction during steady-state flow) of ϕe = 50 °.

It can be seen that with a wall angle of friction of ϕW = 30 ° the desired mass flow requires a hopper inclination of Θ ≤ 14 ° for the axisymmetrical silo, an inclination of Θ ≤ 20 ° for the plane symmetrical silo and a hopper wall inclination of Θ ≤ 30 ° for the plane asymmetrical case. This Θ = 30 ° corresponds to the wall inclination of the standard cone. Wall angles of friction ϕW < 30 ° allow larger permissible hopper inclinations Θ [1]. The majori-ty of the fine-grained bulk materials that are considered here exhibit effective angles of friction in the range ϕe ≅ (40 to 50) °, wall friction angles against smooth concrete surfaces of ϕW ≅ (27 to 33) ° and ϕW values against mild steel of ϕW ≅ (22 to 26) °. Deviations on both sides are possible. These bulk material parameters are determined by systematic shear trials.

Application: A bulk material with ϕe = 50 °, ϕw(concrete) = 35 ° and ϕw(steel) = 25 ° is to be stored in a silo with an integral displacement cone made (Θ = 30 °) of concrete. ❱ Fig. 4 shows that the associated operating point lies in the funnel flow region, i.e. a dead layer of bulk material would form on the cone. A steeper cone inclination angle (Θ ≅ 20 ° would be necessary) is not appropriate for obvi-ous reasons. Because of the smaller angle of wall fric-tion ϕw a displacement cone made of steel would move the operating point back into the mass flow region.

❱ Avoidance of bridging: A stable bulk material bridge that forms in the conver-

gent annular channel between the silo inner wall and cone outer wall would bring the flow of solids in the outer silo space to a standstill. The possible bridge span width increases, generally considerably, with increasing stor-age time (period without movement of the bulk materi-al) because of increasing bulk material consolidation. The bridge span width Bcrit that is established in a particular case can be calculated [1] from the following equation

crit,b

crit,Ccrit g

f)Θ(HB

ρ⋅⋅= (1)

where: H(Θ) correction function that accounts for the shape

and inclination of the hopper, fC,crit critical compressive strength, ρb,crit critical bulk density, g acceleration due to gravity (9.81 m/s2).

As a first approximation

H(Θ) ≅ 1 + m (2)

can be used for H(Θ)

Es ist ersichtlich, dass bei einem Wandreibungswin-kel von ϕW = 30° und gewünschtem Massenfluss beim axial symmetrischen Silo eine Trichterneigung von Θ ≤ 14°, beim ebenen symmetrischen Silos eine solche von Θ ≤ 20° und im ebenen asymmetrischen Fall eine Trich-terwandneigung von Θ ≤ 30° notwendig sind. Diese Θ = 30° entsprechen der Wandneigung des Standardkegels. Wandreibungswinkel ϕW < 30° erlauben größere zuläs-sige Trichterneigungen Θ [1]. Die feinkörnigen Schütt-güter, die hier betrachtet werden, weisen überwiegend effektive Reibungswinkel im Bereich ϕe ≅ (40 bis 50)°, Wandreibungswinkel gegen glatte Betonoberflächen von ϕW ≅ (27 bis 33)° und ϕW-Werte gegen Normalstahl von ϕW ≅ (22 bis 26)° auf. Abweichungen nach beiden Sei-ten sind möglich. Die genannten Schüttgut-Kenngrößen werden durch systematische Scherversuche ermittelt.

Anwendung: Ein Schüttgut mit ϕe = 50°, ϕW(Beton) = 35° und ϕW(Stahl) = 25° soll in einem Silo mit einem inte-grierten Verdrängerkegel (Θ ≅ 30°) aus Beton gelagert werden. ❱ Bild 4 zeigt, dass der zugehörige Betriebspunkt im Kernflußbereich liegt, d.h. auf dem Kegel würde sich eine tote Schüttgutschicht ausbilden. Ein steilerer Kegel-neigungswinkel – erforderlich sind Θ ≅ 20° – ist aus nahe liegenden Gründen nicht sinnvoll. Aufgrund des kleineren Wandreibungswinkels ϕW würde ein Verdrängerkegel aus Stahl den Betriebspunkt wieder in den Massenflussbe-reich verschieben.

❱ Vermeidung von Brückenbildung: Eine sich im konvergenten Ringkanal zwischen Siloinnen-

und Kegelaußenwand ausbildende stabile Schüttgutbrü-cke würde den Feststofffluss im Siloaußenraum zum Erliegen bringen. Mit zunehmender Lagerdauer (Zeit-spanne ohne Schüttgutbewegung) vergrößern sich die möglichen Brückenspannweiten aufgrund zunehmender Schüttgutverfestigung i.a. erheblich. Die sich im kon-kreten Fall einstellende Brückenspannweite Bcrit wird mit der Gleichung

crit,b

crit,Ccrit g

f)Θ(HB

ρ⋅⋅= (1)

0 10 20 30 40 50 60

Axisymmetric, Phie = 50°

Plane, symmetric, Phie = 50°

Plane, asymmetric, Phie = 50°Phiw(v) = 30°

Funnel flow

Mass flow

Wall inclination [degree]

Wal

l ang

le o

f fric

tion

[deg

ree]

50

45

40

35

30

25

20

15

10

5

0

Figure 4: Boundaries between mass and funnel flow for different silo geometries

Bild 4: Grenzen zwischen Massen- und Kernfluss bei verschiedenen Silogeometrien

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where: m = 0 for a plane profile, m = 1 for an axisymmetrical flow profile.

No bulk material bridges are formed provided the condi-tion Bcrit < a (see ❱ Fig. 2) is fulfilled. Equation (2) shows that under the same conditions (fC,crit, ρb,crit) the possible span widths of bulk material bridges in the plane flow state are only about half as large as with the axisymmet-ric flow profile. At the same time the additional asymme-try of the flow channel in the silo with displacement cone (vertical plus inclined walls) leads to different stresses in the supports of the bulk material bridges that are formed. This results in a further reduction of the maximum pos-sible bridge span widths.

Application: Examples of shear test data for a typical cement and a power station fly ash are given in ❱ Fig. 5 and ❱ Table 1. ❱ Fig. 5 shows measured uniaxial bulk material compressive strengths fc after different storage times τS, bulk densities ρb and effective angles of friction ϕe as a function of the applied compaction stress σ1. The ϕW values are given in ❱ Table 1. The bridge span widths listed in ❱ Table 2 are obtained by using the Jenike design method [1] to apply these data both to a silo with a stand-ard displacement cone (Θ = 30 °) and to an axisymmetri-cal mass flow silo with a wall inclination of Θ ≅ 15 °.

These values illustrate the advantages of the asymmetri-cal plane flow profile over a rotationally symmetrical one and show that a wide range of possible operating situa-tions can be safely covered with a displacement cone of standard design.

The fact that cement does not turn out to be significant-ly worse than fly ash in the above example is due to its

mit: H(Θ) Korrekturfunktion, die Trichterform und Trichterneigungswinkel berücksichtigt,

fC,crit kritische Druckfestigkeit, ρb,crit kritische Schüttgutdichte, g Erdbeschleunigung (9,81 m/s2),

berechnet [1]. Für H(Θ) kann in erster Näherung

H(Θ) ≅ 1 + m (2)

mit: m = 0 ebenes Fließprofil, m = 1 axialsymmetrisches Fließprofil,

gesetzt werden. Solange die Bedingung Bcrit < a (s. Bild 2) erfüllt ist, bilden sich keine Schüttgutbrü-cken. Gl. (2) zeigt, dass bei gleichen Randbedingungen (fC,crit, ρb,crit) die möglichen Spannweiten von Schüttgut-brücken beim ebenen Fließzustand nur etwa halb so groß sind wie beim axialsymmetrischen Fließprofil. Gleichzei-tig führt die zusätzliche Asymmetrie des Fließkanals im Silo mit Verdrängerkegel (vertikale plus geneigte Wand) zu unterschiedlichen Beanspruchungen in den Auflagern sich ausbildender Schüttgutbrücken. Dies resultiert in einer weiteren Verringerung der maximal möglichen Brü-ckenspannweiten.

Anwendung: In ❱ Bild 5 und ❱ Tabelle 1 sind beispielhaft Scherversuchsdaten eines typischen Zements und einer Kraftwerksflugasche zusammengestellt. ❱ Bild 5 zeigt gemessene einaxiale Schüttgut-Druckfestigkeiten fC nach verschiedenen Lagerzeiten τS, Schüttgutdichten ρb und effektive Reibungswinkel ϕe in Abhängigkeit von der aufge-brachten Verdichtungsspannung σ1. Die ϕW-Werte enthält ❱ Tabelle 1. Werden diese Daten mittels des Auslegungs-verfahrens von Jenike [1] jeweils auf ein Silo mit einem Standard-Verdrängerkegel (Θ = 30°) und ein axialsymme-trisches Massenflusssilo mit der hierfür erforderlichen Wandneigung von Θ ≅ 15° angewendet, ergeben sich die in ❱ Tabelle 2 zusammengestellten Brückenspannweiten.

Diese Werte verdeutlichen die Vorteile des asymme-trischen ebenen Fließprofils gegenüber einem rotations-symmetrischen und zeigen, dass mit einem Verdrän-gerkegel in Standardausführung ein weiter Bereich mög licher Betriebsfälle sicher abgedeckt werden kann.

Dass der Zement im obigen Beispiel nicht deutlich schlechter als die Flugasche abschneidet, liegt an seiner sehr viel größeren Schüttgutdichte ρb, die als Gewichts-kraft pro Volumeneinheit (g·ρb) an der Brücke angreift, vgl. Gl. (1). In [5] wird gezeigt, dass auch Schüttgüter mit erheblich größeren Brückenspannweiten möglich sind, die dann eine spezielle Silodimensionierung und ggf. auch Sonderausführungen erforderlich machen.

❱ Vergleichmäßigung des Schüttgutausflusses: Unter dem Verdrängerkegel wird das ausfließende

Schüttgut von der im Siloaußenraum aufliegenden Mate-rialsäule entlastet und in einen fluidisierten Zustand über-führt. Dies sind die Voraussetzungen für einen von den Fließbedingungen im Außenraum weitestgehend unab-hängigen, pulsationsarmen und mit hoher Genauigkeit dosierbaren Abzugsmassenstrom.

Durch das Verdrängerkegelkonzept kann in einem unter sta-tischen Gesichtspunkten vorteilhaften runden Silobaukörper

Table 1: Bulk material data for a cement and a fly ashTabelle 1: Schüttgutdaten eines Zements und einer Flugasche

Cement Fly ash

Geldart group C C

Average particle diameter μm 10 12

Slope of RRSB curve degree 45 43

Specific surface acc. Blaine cm2/g 3 820 6 039

Bulk density kg/m3 1 160 770

Vibrated bulk density kg/m3 1 730 1 130

Solids density kg/m3 3 270 2 450

De-aeration time (2 kg, unstirred) s 47 188

Friction angle against mild steel degree 26.0 26.0

Friction angle against concrete degree 30.5 -

Table 2 Critical bridge span widths in different silo configurationsTabelle 2: Kritische Brückenspannweiten in unterschiedlichen

Silobauformen

Cement Fly ash

Flow profileasymmetric

planeaxisymmetric

asymmetric plane

axisymmetric

Bcrit(τS = 0 h) 0.16 m 0.37 m 0.18 m 0.35 m

Bcrit(τS = 72 h) 0.52 m 1.09 m 0.57 m 1.13 m

Bcrit(τS = 310 h) - - 0.77 m 1.53 m

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very much greater bulk density ρb that acts as a weight per unit volume (g·ρb) on the bridge, cf. Equation (1). In [5] it is shown that it is also possible to have bulk materials with substantially greater bridge span widths, which then require special silo dimensioning and possibly also special designs.

❱ Smoothing the exit flow of bulk material: The material that is flowing out under the displacement

cone is freed from the pressure of the overlying column of material in the outer silo space and is transformed into a fluidized state. This is the precondition for a low-pulsa-tion exit mass flow that is very largely independent of the flow conditions in the outer space and can be metered very accurately.

The use of a displacement cone means that the plane flow state, which is preferable from the process engineering aspect, can be achieved in a circular silo structure that is advantageous from the structural statics point of view.

2.3 Dimensioning the aeration systemIt is not necessary for the silo base to be aerated over the full area in order to obtain extraction mass flows of up to M

.S

≅ 1 000 t/h from the silo system described above. For this reason and the reasons already discussed, parts of the base in the outer silo space and under the displacement cone are aerated synchronously in sections. The gas velocities uF used are higher than the minimum fluidization velocity uF,fluid for the particular bulk material. In spite of this it is necessary to differentiate between a gas input that completely fluidizes the bulk material and one that only aerates it. With a given pressure difference Δp and a gas velocity uF > uF,fluid a max-imum bulk material bed depth of

gpΔ

g)()1(pΔ

HbFSb

crit ⋅ρ=

⋅ρ−ρ⋅ε−≅ (3)

where: εb = actual void volume,ρS = particle/solids density,ρb = actual bulk density,ρF = gas density,

can be transformed into a fluidized state. With the pres-sure difference of Δp = 0.5 bar that is normally available the fluidizable bed depth of a solid with a bulk density of ρb = 1 000 kg/m3 is therefore Hcrit ≅ 5.1 m (loosely heaped), i.e. the influence of the input gas on the bulk material in the outer silo space reaches to a maximum height Hcrit [6]. As a consequence, under normal operating conditions (HS > Hcrit) the silo outer space is only aerated, while the material under the displacement cone is fluidized (HK < Hcrit).

The aeration system for the outer silo space functions as an extraction device and is responsible of the extraction/flow of the bulk material until it passes under the displacement cone. The conditions in the silo variants considered here are shown diagrammatically in ❱ Fig. 6. All the types with displacement cones that are available on the market can be described by ❱ Fig. 6 with appropriate modifications. Two parallel flow paths of different lengths, each with the same applied pres-sure difference Δps = (pS – pU) but with different specific flow resistances, are available to the outer ring gas flow M

.F,S in

the system consisting of the outer silo space and silo cone. One is the path HS through the densely packed bulk material with a relative void volume εS directly to the level of the top

der unter verfahrenstechnischem Blickwinkel günstigere/zu bevorzugende ebene Fließzustand realisiert werden.

2.3 Dimensionierung des BelüftungssystemsUm Abzugsmassenströme bis zu M

.S ≅ 1 000 t/h aus dem

oben dargestellten Silosystem abziehen zu können, ist eine vollflächige Belüftung des Silobodens nicht erforderlich. Aus diesem und den schon oben angeführten Gründen werden Teilbereiche des Bodens im Siloaußenraum und unterhalb des Verdrängerkegels sektionsweise synchron belüftet. Die verwendeten Gasgeschwindigkeiten uF liegen dabei ober-halb der Lockerungsgeschwindigkeit uF,fluid des jeweiligen Schüttguts. Es muss trotzdem unterschieden werden zwi-schen einer Gaszufuhr, die das Schüttgut durchfluidisiert und einer solchen, die es nur belüftet. Mit einer vorgegebenen

Figure 5: Results of shear tests with cement and fly ashBild 5: Ergebnisse von Scherversuchen mit Zement und Flugasche

48

46

44

42

40

38

Effe

ctiv

e an

gle

of fr

ictio

n ϕ

e [de

gree

]

1600

1500

1400

1300

1200

1100

1000

900

800

700

600

Bulk

den

sity

ρb [

kg/m

3 ]

9000

8000

7000

6000

5000

4000

3000

2000

1000

0

Unco

nfin

ed y

ield

stre

ngth

ƒc [

Pa]

0 2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000

Compaction stress σ1 [Pa]

Cement (0 h)Cement (72 h)Fly ash (0 h)Fly ash (72 h)Fly ash (310 h)

9

of the bulk material and the other is the (generally shorter) path with LK ≅ DS/2 through part of the outer space, under the displacement cone, through the fluidized bed that has been aerated to εK > εS and into the upper cone space. From this it follows that provided HS > Hcrit in the outer silo space the column of bulk material above the distribution base prevents the aeration gas M

.F,S that has been introduced from flowing

into the upper silo space. It flows under the displacement cone together with the solids. The gas flow M

.F,S,out to the

upper silo space that reduces the pressure difference ΔpS is negligibly small. HS,max ≅ (2 · DS) can be used as an approxi-mation for the maximum silo filling height.

If the filling level HS in the outer silo space falls while the bulk material is being extracted then the gas flow M

.F,S,out

increases in inverse proportion to the actual value of the fill-ing level. However, the gas flow remains negligibly small. If, however, the level HS falls below a level that lies in the range HS ≅ Hcrit then some of the aeration gas flow breaks through locally to the surface of the bulk material right at the silo wall, causing local fluidization. The reason for this is that the flow path towards the surface of the bed is now shorter for this part of the aeration gas than the flow path via the dis-placement cone. The flow resistance is also reduced at the silo wall because of the looser packed bulk material in this area (εS,wall > εS). The direct path to the surface of the bulk material is therefore “easier” for the gas. As the level in the outer space decreases further the partially fluidized area of the bulk material extends from the silo wall in the direction of the displacement cone. The bulk material in the sector of the outer space that is currently being aerated therefore becomes completely fluidized at low filling levels HS. This is necessary because during complete emptying of a silo the aeration base has to carry out the function of a normal extraction aeroslide.

The size of the outer ring aeration gas flow M.

F,S that is need-ed is therefore obtained from two requirements:

❱ The function as an extraction device, i.e. initiation and support of the bulk material flow from the outer silo space to below the displacement cone. In this case M

.F,S

has to overcome the frictional grip of the bulk material. The lower limit for M

.F,S arises from the fact that it is

necessary to introduce at least sufficient gas to replace

Druckdifferenz Δp und einer Gasgeschwindigkeit uF > uF,fluid

kann eine maximale Schüttgut-Betthöhe von

gpΔ

g)()1(pΔ

HbFSb

crit ⋅ρ=

⋅ρ−ρ⋅ε−≅ (3)

mit:εb aktuelles Lückenvolumen,ρS Partikel-/Feststoffdichte,ρb aktuelle Schüttgutdichte,ρF Gasdichte,

in einen fluidisierten Zustand überführt werden. Bei der übli-cherweise verfügbaren Druckdifferenz Δp = 0,5 bar beträgt die fluidisierbare Grenzhöhe eines Feststoffs mit der Schütt-gutdichte ρb = 1 000 kg/m3 somit Hcrit ≅ 5,1 m (geschüttet), d.h. der Einfluss des eingetragenen Gases auf das Schüttgut im Siloaußenraum reicht maximal bis zur Höhe Hcrit [6]. Dem-zufolge wird im Siloaußenraum bei normalen Betriebszustän-den (HS > Hcrit) lediglich belüftet, unter dem Verdrängerkegel (HK < Hcrit) jedoch fluidisiert.

Das Belüftungssystem des Siloaußenraums fungiert als Aus-tragsvorrichtung und ist für den Abzug/Fluß des Schüttguts bis unter den Kegel verantwortlich. ❱ Bild 6 zeigt schema-tisch die Verhältnisse bei der hier betrachteten Silovariante. Entsprechend modifiziert können durch ❱ Bild 6 alle markt-verfügbaren Bauarten mit Verdrängerkegel beschrieben werden. Dem Außenringgasstrom M

.F,S stehen im System

Siloaußenraum/Silokegel zwei verschieden lange paralle-le Strömungswege mit jeweils gleicher anliegender Druck-differenz ΔpS = (pS – pU) aber unterschiedlich großen spezi-fischen Strömungswiderständen zur Verfügung: Zum einen der Weg HS durch das dicht gepackte Schüttgut mit dem relativen Lückenvolumen εS direkt zum Schüttgutspiegel und zum anderen der mit LK ≅ DS/2 i.a. kürzere Weg durch einen Teil des Außenraums und unter dem Verdrängerkegel durch die auf εK > εS aufgelockerte Wirbelschicht zum Kegelober-raum. Daraus folgt: Solange im Siloaußenraum HS > Hcrit ist, verhindert die Schüttgutsäule oberhalb des Verteilerbodens eine Strömung des eingebrachten Belüftungsgases M

.F,S zum

Silooberraum. Dieses fließt zusammen mit dem Feststoff unter den Verdrängerkegel. Der zum Abbau der Druckdiffe-renz ΔpS erforderliche Gasstrom M

.F,S,out zum Silooberraum

ist vernachlässigbar klein. Für die maximale Silofüllhöhe kann überschlägig HS,max ≅ (2 . DS) gesetzt werden.

Sinkt beim Schüttgutabzug der Füllspiegel HS im Siloaußen-raum, so erhöht sich umgekehrt proportional zu dessen aktu-ellem Wert der Gasstrom M

.F,S,out. Seine Größe bleibt aller-

dings vernachlässigbar gering. Unterschreitet der Level HS jedoch eine Höhe, die im Bereich HS ≅ Hcrit liegt, kommt es direkt an der Silowand zu einem lokalen Durchbruch eines Teils des Belüftungsgasstroms zur Schüttgutoberfläche und damit zu örtlicher Fluidisation. Ursache hierfür ist, dass der Strömungsweg zur Bettoberfläche für diesen Teil des Belüf-tungsgases jetzt kürzer ist als derjenige über den Verdrän-gerkegel. Außerdem ist der Durchströmungswiderstand an der Silowand aufgrund der Randgängigkeit der Schüt-tung (εS,wall > εS) verringert. Der direkte Weg zur Schüttgut-oberfläche ist somit der „einfachere“ für das Gas. Mit wei-ter abnehmendem Füllstand im Außenraum vergrößert sich der teil fluidisierte Schüttgutbereich von der Silowand in Rich-tung Verdrängerkegel. Es kommt somit bei geringen Füllhö-hen HS zu einer vollständigen Fluidisation des Schüttguts auf dem aktuell belüfteten Außenraumsektor. Dies ist anderer-seits auch erforderlich, da bei der Restentleerung eines Silos

Figure 6: Diagrammatic representation of the processes taking place in a displacement cone silo

Bild 6: Schematische Darstellung der Vorgänge in einem Verdränger-kegelsilo

M.

F,S,out

M.

F,K,out

M.

F,S M.

F,K M.

S M.

F,M,out

PU

PU

DS

H S

H K

H crit

PS PK

εS

εK

εS << εK

PS > PK

HS >> HK

10

the void volume gas that is extracted with the bulk materials. If this does not occur then the negative pres-sure that is obtained causes a reverse gas flow from the displacement cone area, which hampers the onward flow of bulk material. The minimum aeration gas flow required is obtained from

0,F

F

SS

S

S

min0,S,Fmin0,S,F

11M

)V()v(

ρρ

⋅ρ⋅

ε−ε

== &

& (4)

where: (vF,S,0)min = minimum specific aeration gas flow, (V

.F,S,O)min = minimum absolute aeration gas flow,

M.

S = solids mass flow , εS = actual void volume, ρF, ρF,0 = actual gas density, reference gas density.

The index “0” indicates the reference state (20 °C, 1.0 bar (abs.)). (V

.F,S,O)min is directly proportional to the

extraction mass flow M.

S.

As an example ❱ Fig. 7 shows the dependence (vF,S,0)min = f(εS) for (ρF/ρF,0) = 1.0 and 1.5 (ΔpS = 0 and 0.5 bar) and ρS = 3 000 kg/m3. The specific aeration gas flows of vF,S,0 ≅ (vF,S,0)min + 0.1 m3 gas/t solids used in actual plants are larger than (vF,S,0)min. The aeration gas therefore flows faster than the solids and the resulting dragging force provides additional propulsion.

❱ The function as an aeroslide, i.e. to ensure complete emptying of the silo. For this purpose the aeration sys-tem must be supplied with a specific gas flow q

.F that is

matched to the given base inclination (= aeroslide incli-nation), generally αR ≅ 10 °. Its minimum value is deter-mined with the aid of measurements on a test aeroslide using the bulk material to be stored. ❱ Fig. 8 shows the results for the bulk materials already used above, namely cement and fly ash. Plotted on the ordinate is the aero-slide inclination αR that can reliably ensure complete emptying with the corresponding minimum aeration gas flow q

.F,0 plotted on the abscissa. For the two bulk

materials shown there are no problems with emptying an aeroslide with an inclination of αR ≅ 10 °. q

.F,0 is a true

bulk material property, so it is independent of the dis-charge mass flow M

.S of the solids.

der Belüftungsboden die Funktion einer normalen Austrags-Fließrinne übernehmen muss.

Die erforderliche Größe des Außenring-Belüftungsgasstroms M.

F,S resultiert somit aus zwei Anforderungen:

❱ Funktion als Austragsvorrichtung, d.h. Einleitung und Unterstützung des Schüttgutflusses aus dem Silo-außenraum unter den Verdrängerkegel. Hierzu muss M.

F,S den Schüttgut-Reibschluss aufheben. Die untere Grenze für M

.F,S ist dadurch gegeben, dass mindestens

soviel Gas zugeführt werden muss, dass das mit dem Schüttgut ausgetragene Lückenvolumengas ersetzt wird. Geschieht dies nicht, kommt es aufgrund des sich ein-stellenden Unterdrucks zu Gasrückströmungen aus dem Verdrängerkegelbereich, die den Schüttgutnach-lauf behindern. Der minimal erforderliche Belüftungs-gasstrom folgt aus

0,F

F

SS

S

S

min0,S,Fmin0,S,F

11M

)V()v(

ρρ

⋅ρ⋅

ε−ε

== &

& (4)

mit: (vF,S,0)min minimaler spezifischer Belüftungsgasstrom, (V

.F,S,0)min minimaler absoluter Belüftungsgasstrom,

M.

S Feststoff-Massenstrom, εS aktuelles Lückenvolumen, ρF, ρF,0 aktuelle Gasdichte, Referenzgasdichte.

Der Index „0“ kennzeichnet den Referenzzustand (20 °C, 1,0 bar(abs.)). (V

.F,S,O)min ist dem Abzugsmassenstrom M

.S

direkt proportional.

❱ Bild 7 zeigt beispielhaft die Abhängigkeit (vF,S,0)min = f(εS) für (ρF/ρF,0) = 1,0 und 1,5 (ΔpS = 0 und 0,5 bar) sowie ρS = 3 000 kg/m3. Die in Praxisanlagen ausge-führten spezifischen Belüftungsgasströme sind mit vF,S,0 ≅ (vF,S,0)min + 0.1 m3 Gas/t Feststoff größer als (vF,S,0)min. Das Belüftungsgas strömt deshalb schneller als der Feststoff und treibt ihn durch die daraus resultierenden Schlepp-kräfte zusätzlich an.

❱ Funktion als Fließrinne, d.h. Gewährleistung der Restent-leerung des Silos. Hierzu muss dem Belüftungssystem ein der vorgegebenen Boden- = Rinnenneigung, i.a. αR ≅ 10°, angepasster spezifischer Gasstrom q

.F zugeführt

werden. Dessen Mindestgröße wird anhand von Mes-sungen mit dem zu lagernden Schüttgut auf einer Ver-suchsfließrinne ermittelt. ❱ Bild 8 zeigt die Ergebnisse der bereits oben verwendeten Schüttgüter Zement und Flug-asche. Aufgetragen auf der Ordinate ist die Rinnennei-gung αR, die mit dem jeweils korrespondierenden Min-dest-Belüftungsgasstrom q

.F,0 auf der Abszisse sicher

restentleert werden kann. Bei den beiden dargestell-ten Schüttgütern ist das Leerfahren einer um αR ≅ 10° geneigten Fließrinne völlig problemlos. q

.F,0 ist als reine

Schüttguteigenschaft unabhängig vom Austragsmassen-strom M

.S des Feststoffs.

Der größere der beiden Gasströme (vF,S,0.M

.S) und (q

.F.ASection)

wird der Bodenauslegung zugrunde gelegt. Im Fall sehr hoher Massenströme M

.S kann dies zu einem nicht erfor-

derlich großen spezifischen Belüftungsgasstrom q.

F füh-ren. Es ist dann von Vorteil, den Schüttgutabzug gleichzei-tig über zwei parallele Abzugssektoren zu realisieren. Aus statischer Sicht – Verringerung des Fließkanaldurchmessers und damit der exzentrischen Silowandbelastung – sollten

0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8

Pressure ratio (p/p0) = 1

Pressure ratio (p/p0) = 1,5

Relative void volume εS

Min

. spe

c. a

erat

ion

gas

flow

(vF,S

,O) m

in [m

3 /t]

1.2

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0

Figure 7: Minimum specific aeration gas flow (vF,S,0)min Bild 7: Minimaler spezifischer Belüftungsgasstrom (vF,S,0)min

11

The larger of the two gas flows (vF,S,0.M

.S) and (q

.F.ASection)is

used as the basis for designing the aeration bottom. In the case of very high mass flows M

.S this can lead to an unnec-

essarily high specific aeration gas flow q.

F. It is then an advan-tage to extract the bulk material simultaneously through two parallel extraction sectors. From the structural statics point of view – reduction of the diameter of the flow channel and therefore of the eccentric silo wall loading – these should be opposing or widely separated sectors [4].

q.

F determines the gas throughput for very small extraction mass flows M

.S and bulk materials with poor flow properties,

and leads to unnecessarily high vF,S,0 values. In this case it is recommended that the complete emptying should be car-ried out with a lower q

.F but with pulsed gas supply. Pulsa-

tion of the gas flow generates gas pressure waves, and con-sequently mechanical stress waves, within the bulk material. For a given gas flow higher degrees of complete emptying can be achieved with pulsation than without it, or else the same degree of complete emptying can be achieved with lower specific aeration. Pulsed complete emptying is a stand-ard option with the majority of plant suppliers. A degree of complete emptying of ηRest > 0.98 is generally guaranteed.

The radial distribution of aeration gas requires further atten-tion [7, 8]. The consequences that arise with a continuous aeroslide in the outer silo space and an alternative configura-tion with two individual aeroslides that are arranged in series and are supplied with aeration gas independently of each other are shown diagrammatically in ❱ Fig. 9. Because of the different lengths of the flow paths to the cone a uniform gas distribution is possible only with adequate radial subdi-vision both of the aeroslides and of the associated gas sup-ply. However, this segmental subdivision then also makes it possible to set up precisely defined gas distribution profiles, e.g. a greater aeration gas flow near the silo wall.

In addition to the process technology discussed above the structural statics aspects are also crucial for establishing the size and operating sequence of the aerated outer space sectors. The activation of individual aeration sectors caus-es temporary flow channels to form above them that, with the correct process engineering design, touch the silo wall. This means that the bulk material is extracted towards the cone over the entire area of the base sector. The stresses σ in the bulk material in the flow channel are lower than in the surrounding static bulk material (principle of silo within silo, σ ∝ diameter D of silo or flow channel) so at the transition from the flowing to the static solids there is a step change in the stress that causes additional “eccentric” local loading of the silo wall as a result of bending moments and shear stresses.

Recent design codes, e.g. [9, 10], require these critical loads to be taken into account. These wall loads can be reduced by a reduction in the contact area between flow channel and silo wall, i.e. smaller aeration sectors, and a skipping cycle that is not continuous but has large gaps between the suc-cessively activated sectors, i.e. without any mutual influence on one another. As a compromise between process engi-neering and silo structural statics the sector sizes are there-fore established in such a way that the extent of contact of a sector with the silo wall does not exceed the value Usec ≅ 3.14 m. The number of sectors Nsec is therefore identical to the numerical value of the particular silo diameter Dsilo. The duration of aeration ΔτS of the individual outer ring sectors is also kept short, preferably ΔτS ≤ 5 min, to limit the vertical

dies gegenüberliegende bzw. weit voneinander entfernte Sektoren sein [4].

Bei sehr kleinen Abzugsmassenströmen M.

S und schlecht fließendem Schüttgut bestimmt q

.F den Gasdurchsatz und

führt auf nicht notwendig große vF,S,0-Werte. Hier empfiehlt es sich, die Restentleerung mit geringerem q

.F, aber pulsier-

ter Gaszufuhr durchzuführen. Die Pulsation des Gasstroms erzeugt Gasdruckwellen und als deren Folge mechanische Spannungswellen innerhalb des Schüttguts. Durch die Pul-sation können bei gegebenem Gasstrom höhere Restentlee-rungsgrade als ohne, bzw. gleiche Restentleerungsgrade mit geringerer spezifischer Belüftung erreicht werden. Die Mög-lichkeit einer pulsierten Restentleerung ist Standard bei den meisten Anlagenlieferanten. Garantiert werden i.a. Restent-leerungsgrade ηRest > 0.98.

Weiteres Augenmerk erfordert die radiale Belüftungsgasver-teilung [7, 8]. ❱ Bild 9 zeigt schematisch die Konsequenzen, die sich bei einer durchlaufenden Fließrinne im Siloaußen-raum und einer alternativen Anordnung mit zwei in Reihe angeordneten, unabhängig voneinander mit Belüftungsgas beaufschlagten Einzelrinnen ergeben. Aufgrund der unter-schiedlich langen Strömungswege zum Konus ist eine gleich-mäßige Gasverteilung nur bei ausreichender radialer Unter-teilung sowohl der Fließrinnen als auch der zugehörigen Gasversorgung möglich. Diese Segmentierung erlaubt es dann aber auch, gezielt definierte radiale Gasverteilungspro-file, z.B. einen größeren Belüftungsgasstrom im Bereich der Siloaußenwand, einzustellen.

Für die Festlegung der Größe und Schaltungsreihenfolge der belüfteten Außenraumsektoren sind neben der oben andisku-tierten Verfahrenstechnik auch statische Gesichtspunkte maß-gebend. Durch die Aktivierung einzelner Belüftungssektoren bilden sich über diesen temporäre Fließkanäle aus, die bei verfahrenstechnisch richtiger Auslegung die Silowand berüh-ren. Das Schüttgut wird somit auf der gesamten Sektorenbo-denfläche in Richtung Konus abgezogen. Da die Spannungen σ im Schüttgut des Fließkanal geringer als im umgebenden ruhenden Schüttgut sind (Prinzip: Silo im Silo, σ ∝ Fließka-nal- bzw. Silodurchmesser D), kommt es am Übergang vom

Aero

slid

e in

clin

atio

n α

R [de

gree

]

Cement

Fly ash

Recommendation cement

Recommendation fly ash

10

8

6

4

2

00 1 2 3 4 5

Specific aeration gas flow q.

F,0 [m3/(m2 ⋅ min]

Figure 8: Dependence of the inclination αR of the aeroslide on the specific gas flow q

.F,O

Bild 8: Abhängigkeit der Rinnenneigung αR vom spezifischen Gas-strom q

.F,O

12

expansion of the flow channel. Longer times may be neces-sary if the silo is used as a blending silo. The sequence of the skipping aeration of the individual sectors is designed so that a cycle over all the outer ring sectors ends at the start-ing sector and starts again there. This requires a special algo-rithm stored in the control system. Details of this complex topic can be found in [4, 11, 12].

2.4 Level control for the displacement coneWith the design variants described here the height of the filling level HK under the displacement cone, and therefore also the constancy and size of the follow-on flow from the outer silo space, are regulated continuously. The pressure ΔpKB in the clean gas line from the chamber blower KB to the aeroslides under the cone is measured and converted into the control variable ΔpK (❱ Fig. 10). ΔpK corresponds to the pressure drop of the fluidized bed under the cone. In analogy with Equation (3):

ΔpK = (ΔpKB – ∑Δpi) = g.ρfluid.HK, ρfluid ≅ (0.6 – 0.7) .ρb (5)

where: ΔpKB pressure measured in the clean gas line from chamber

blower KB,∑Δpi total pressure drop across the aeroslide fabric, pipe-

lines etc.; it is generally true that ∑Δpi << ΔpK; if nec-essary determined by preliminary tests,

ρfluid density of the fluidized bed, if necessary determined by preliminary tests,

ρb bulk density of the solids,HK bed depth of the fluidized bulk material.

This means that in general ΔpK = ΔpKB ∝ HK can be used with sufficient accuracy. The control system compares ΔpK with a target value and from this generates a correcting variable that, through a frequency converter, changes the rotational speed, and hence the volume flow V

.F,K (∝ M

.F,K), of the outer

ring blower SB in such a way that a filling level HK under the displacement cone is obtained that is constant with time and is independent of the current extraction mass flow M.

S. A constant filling level HK also means that the mass flow of solids flowing under the cone from the outer ring is identical with the actual extraction mass flow from the silo M.

S. Alternatively, instead of the frequency control, it is also possible to use a blow-out control system to adjust the gas flow from the outer ring blower SB [4].

fließenden zum ruhenden Feststoff zu einem Spannungs-sprung, der die Silowand lokal durch Biegemomente und Schubspannungen zusätzlich „exzentrisch“ beansprucht.

Neuere Design-Codes, z.B. [9, 10], fordern die Berücksich-tigung dieser kritischen Lasten. Eine Verringerung der Kon-taktfläche Fließkanal/Silowand, d.h. kleinere Belüftungssek-toren, und ein nicht kontinuierlicher, sondern springender Umlauf mit großen Abständen zwischen den nacheinander aktivierten Sektoren, d.h. ohne gegenseitige Beeinflussung, reduziert diese Wandlasten. Als Kompromiss zwischen Ver-fahrenstechnik und Silostatik wird die Sektorengröße des-halb derart festgelegt, dass der Kontaktumfang eines Sektors mit der Silowand den Wert USec ≅ 3,14 m nicht überschrei-tet. Die Anzahl der Sektoren NSec ist somit mit dem Zahlen-wert des jeweiligen Silodurchmessers DSilo identisch. Um das vertikale Wachstum des Fließkanals zu begrenzen, wird des Weiteren die Belüftungsdauer ΔτS der einzelnen Außen-ringsektoren kurz, vorzugsweise ΔτS ≤ 5 min, gehalten. Bei einem Einsatz als Mischsilo sind ggf. längere Zeiten erforder-lich. Die Reihenfolge der springenden Belüftung der Einzel-sektoren ist so konzipiert, dass ein Umlauf über alle Außen-ringsektoren wieder auf dem Startsektor endet bzw. dort neu beginnt. Dies erfordert einen speziellen, in der Steue-rung hinterlegten Algorithmus. Einzelheiten zum vorstehen-den Themenkomplex enthalten [4, 11, 12].

2.4 Füllstandsregelung VerdrängerkegelDie Höhe des Schüttgutfüllstands HK unter dem Verdrän-gerkegel und damit auch die Konstanz und Größe des Schüttgutnachlaufs aus dem Siloaußenraum werden bei der hier beschriebenen Ausführungsvariante kontinuierlich geregelt. Dazu wird der Druck ΔpKB in der Reingasleitung vom Kammergebläse KB zu den Fließrinnen unterhalb des Kegels gemessen und in die Regelgröße ΔpK umgewan-delt (❱ Bild 10). ΔpK entspricht dem Druckverlust der Wirbel-schicht unter dem Kegel. Analog Gl. (3) gilt:

ΔpK = (ΔpKB – ∑Δpi) = g.ρfluid.HK, ρfluid ≅ (0,6 – 0,7) .ρb (5)

mit:ΔpKB Messdruck in der Reingasleitung des Kammer-

gebläses KB,

Figure 10: System for controlling the bulk material flow from the outer space to below the displacement cone

Bild 10: System zur Regelung des Schütt-gutflusses vom Außenraum unter den Verdrängerkegelkegelsilo

SB

f

pKB

KB

Figure 9: Gas distribution for various radial aeroslide configurationsBild 9: Gasverteilung bei unterschiedlichen radialen Fließrinnenanordnungen

q.

F

Set valueSet value

αRαR

q.

F

13

The system that has been described adapts itself automati-cally to variable bulk material properties and changing oper-ating conditions, e.g. by increasing the specific outer space aeration for a limited time when starting up a full silo after a long operational stoppage or through a corresponding reduc-tion in the aeration gas flow for bulk material that is already partially fluidized. This was tested in extensive trials carried out in an operational plant – loading silo for cement, Dsilo = 16 m – and has proved successful in all the silo plants that have been built subsequently.

2.5 Influence of the bulk materialThe specific properties of the actual bulk material have to be taken into account when implementing the design criteria discussed above. These are determined by the particular handling situation, i.e. the current operating state of the silo. Example: The initial filling of a silo with a high mass flow can, depending on the nature of the bulk material, result in either strongly fluidized silo contents or “normally” deposited silo contents. The fluid-like fluidized state is generated by the mix-ing of the solids with the ambient air as they fall (self-fluidi-zation) and can be retained over a fairly long period, possibly several days. Only then does this bulk material behave “nor-mally” again. While it is fluidized it remains extremely free-flowing and has a tendency to flood. A hydrostatic stress state is established that leads to significantly greater stressing of the silo structure than a bulk material that has been deposited normally. This stressing changes during the de-gassing. Pro-duct that is added later is then fluidized/deposited on the bulk material that has already been de-aerated. A silo has to be designed from the process engineering as well as the struc-tural statics aspects for these and all other possible operating situations. The process technology has to adapt automatical-ly to the different operating cycles and requirements.

More comprehensive information about the behaviour of the bulk material is needed to analyse the consequences of dif-ferent operating situations. Each analysis should be based on suitable measurements carried out on representative samples of the bulk material. A simple instrument for initial assessment is the Geldart diagram that divides bulk mate rials into the four groups A, B, C and D, each with characteristic properties [13] (❱ Fig. 11). This and other possible methods of assessment are discussed in detail in [14]. Reference should therefore be made to the applications to silos that are discussed there.

In the example given above the question arises as to which bulk materials can be fluidized by the filling process and what measures can be taken to control the situation. The Geldart classification provides the information that this is possible only with Group A materials and adjacent Group C materi-als as only these have sufficient gas retention and therefore long de-aeration times. The de-gassing through the overlying layers of the bulk material that has already been introduced into the silo and is fluidized takes place slowly with these materials in such a way that the de-aeration path (distance to bed surface) grows faster due to the additional bulk material introduced than the de-aeration process itself can advance. From this it is clear that the rate of filling of the silo, uS,fill = M.

S,fill / (ρb.π/4 .D2

Silo), must affect the extent and duration of the fluidization of the silo contents. If the rate is less than a critical filling rate (uS,fill)crit, i.e. below a critical filling mass flow for a given silo and bulk material, the (average) de-aer-ation rate remains greater than the filling rate. This means that the contents of the silo cannot be completly fluidized.

∑Δpi Summe der Druckverluste von Rinnengewebe, Rohrleitungen etc.; i.a. gilt: ∑Δpi << ΔpK; ggf. durch Vorversuche ermitteln,

ρfluid Dichte der Wirbelschicht, ggf. durch Vorversuche ermitteln,

ρb Schüttdichte des Feststoffs,HK Betthöhe des fluidisierten Schüttguts.

Im Allgemeinen kann also mit ausreichender Genauigkeit ΔpK = ΔpKB ∝ HK gesetzt werden. Das Regelsystem vergleicht ΔpK mit einem Sollwert und generiert daraus eine Stellgröße, die mittels eines Frequenzwandlers die Drehzahl und damit den Volumenstrom V

.F,K (∝ M

.F,K) des Außenringgebläses

SB derart verändert, dass sich unabhängig vom jeweiligen Abzugsmassenstrom M

.S ein zeitlich konstanter Füllspiegel

HK unterhalb des Verdrängerkegels einstellt. Konstante Füll-höhe HK bedeutet gleichzeitig, dass der vom Außenring unter den Kegel nachlaufende Feststoffmassenstrom mit dem aktuellen Siloabzugsmassenstrom M

.S identisch ist. Alterna-

tiv kann anstelle der Frequenzregelung auch eine Ausblas-regelung zur Anpassung des Gasstroms des Außenringge-bläses SB verwendet werden [4].

Das beschriebene System stellt sich automatisch auf vari-able Schüttguteigenschaften und wechselnde Betriebsbe-dingungen ein, z.B. durch eine zeitlich begrenzte Erhöhung der spezifischen Außenraumbelüftung beim Anfahren eines gefüllten Silos nach einem längeren Betriebsstillstand oder durch entsprechende Verringerung des Belüftungsgasstroms bei bereits teilfluidisiertem Schüttgut. Es wurde in umfang-reichen Versuchen an einer Betriebsanlage – Verladesilo für Zement, DSilo = 16 m – erprobt und hat sich in allen seitdem erstellten Siloanlagen bewährt.

2.5 Einflüsse des SchüttgutsDie Umsetzung der oben diskutierten Auslegungskriterien muss unter Berücksichtigung der speziellen Eigenschaften des aktuellen Schüttguts erfolgen. Diese werden durch die jeweilige Handhabungssituation, d.h. den augenblicklichen Betriebszustand des Silos, bestimmt. Beispiel: Aus der Erst-befüllung eines Silos mit hohem Massenstrom kann, je nach Art des Schüttguts, entweder ein stark fluidisierter oder ein „normal“ abgelagerter Siloinhalt resultieren. Der flüssigkeits-ähnliche Fluidisationszustand wird durch Vermischung des Feststoffs mit der Umgebungsluft beim Herabfallen erzeugt (Selbstfluidisation) und kann über einen längeren Zeitraum, ggf. mehrere Tage, erhalten bleiben. Erst danach verhält sich auch dieses Schüttgut „normal“. Während der Fluidisation bleibt es extrem fließfähig und neigt zum Schießen. In ihm stellt sich ein hydrostatischer Spannungszustand ein, der zu einer gegenüber normal abgelagertem Schüttgut deutlich größeren Baukörperbeanspruchung führt. Diese Beanspru-chung verändert sich während des Entgasens. Später nach-gefülltes Produkt fluidisiert/lagert sich dann auf dem bereits entlüfteten Schüttgut ab. Ein Silo ist für diese und alle wei-teren möglichen Betriebsfälle sowohl verfahrenstechnisch als auch statisch zu dimensionieren. Hierbei muss sich die Verfahrenstechnik den unterschiedlichen Betriebszyklen und -anforderungen selbsttätig anpassen.

Um die Konsequenzen verschiedener Betriebsfälle zu ana-lysieren, sind tiefer gehende Informationen zum Schüttgut-verhalten notwendig. Basis jeder Analyse sollten geeignete Messungen an repräsentativen Schüttgutproben sein. Ein einfaches Instrument für eine erste Beurteilung stellt z.B. das so genannte Geldart-Diagramm dar, das Schüttgüter in

14

Critical filling rates were measured in [6] for three, unfortu-nately only incompletely characterized, fine-grained products. The results are summarized in ❱ Table 3.

In wheat flour, an extremely cohesive Group C material, pro-nounced cracks and channels were formed through which the silo contents could de-gas rapidly. This bypass effect explains the high (us,fill)crit value. Practical experience and measurements at the CP research centre confirm the order of magnitude of these critical filling rates.

3 Silo configurations

Firstly, there will be a discussion of the different design variants of the displacement cone principle already shown as an example. Other configurations of large aerated silos will then be examined.

3.1 Variants with displacement conesThe design variants of a silo with displacement cone described above, designated below as variant 1, are com-pared with the alternative variants 2 and 3. ❱ Fig. 12 com-pares the structural designs of the three systems, while their essential features are listed in ❱ Table 4.

These configurations differ essentially in the way that the bulk material is taken from the outer silo space to below the dis-placement cone and the way that the space under this cone is utilized. In variants 1 and 2 the cone is slightly elevated so that a circumferential annular gap, interrupted by only a few supports, is formed over the silo base through which the bulk material can flow radially under the cone by the shortest route. This minimizes the obstructions to the flow and results in a plane flow profile in the outer silo space (linear off-take). In variant 3 the displacement cone is, in principle, mounted directly on the silo base. The flow of bulk material under the cone takes place through a limited number of small openings. In order to reach these openings the bulk material must be carried tangentially around the displacement cone in the outer silo space to the individual outlets and then deflected through 90 °. The material outlet under the cone is locally restricted (point off-take) and results in an axisymmetrical flow profile. These disadvantages cannot be fully offset by the smaller dis-tance between the cone and silo wall (see ❱ Fig. 2).

die vier Gruppen A, B, C und D mit jeweils charakteristischen Eigenschaften unterteilt [13] (❱ Bild 11). Diese und weitere Beurteilungsmöglichkeiten werden detailliert in [14] disku-tiert. Es wird deshalb auf die dort beschriebenen silotech-nischen Anwendungen verwiesen.

Im oben angeführten Beispiel stellt sich z.B. die Frage, wel-che Schüttgüter überhaupt durch den Füllvorgang fluidi-sierbar sind und mit welchen Maßnahmen darauf Einfluss genommen werden kann. Die Geldart-Klassifikation lie-fert hierzu die Information, dass das nur mit Gruppe A und angrenzenden Gruppe C-Schüttgütern möglich ist, da nur diese ein ausreichendes Gashaltevermögen und somit lange Entlüftungszeiten aufweisen. Der Entgasungsvorgang des bereits eingefüllten fluidisierten Schüttguts durch die auf-liegenden Schüttgutschichten erfolgt bei diesen Materialien derart langsam, dass der Entlüftungsweg (Distanz zur Bett-oberfläche) durch weiter nachgefülltes Schüttgut schneller anwächst als der Entlüftungsvorgang selbst fortschreitet. Hieraus wird ersichtlich, dass auch die Befüllgeschwindig-keit des Silos uS,füll = M

.S,füll / (ρb

.π/4 .D2Silo) Einfluss auf den

Grad und die Dauer der Fluidisation des Siloinhalts haben muss. Bei Unterschreiten einer kritischen Füllgeschwin-digkeit (uS,füll)crit, d.h. bei vorgegebenem Silo und Schütt-gut unterhalb eines kritischen Füllmassenstroms, bleibt die (mittlere) Entlüftungsgeschwindigkeit größer als die Befüll-geschwindigkeit. Eine durchfluidisierte Silofüllung kann sich somit nicht ausbilden. Für drei, leider nur unvollständig cha-rakterisierte, feinkörnige Produkte wurden in [6] kritische Füllgeschwindigkeiten gemessen. ❱ Tabelle 3 fasst die Ergeb-nisse zusammen.

Im extrem kohäsiven Gruppe C-Material Weizenmehl bil-deten sich ausgeprägte Risse und Kanäle aus, durch die der eingefüllte Siloinhalt schnell entgasen konnte. Diese Bypass-wirkung erklärt den hohen (uS,füll)crit-Wert. Praxisergebnisse und Messungen im CP-Technikum bestätigen die Größenord-nung der genannten kritischen Füllgeschwindigkeiten.

3 Silobauformen

Es werden zunächst verschiedene Ausführungsvarianten des bisher exemplarisch dargestellten Verdrängerkegelprin-zips diskutiert. Danach wird auf weitere Bauformen belüf-teter Großraumsilos eingegangen.

3.1 Varianten mit VerdrängerkegelDer oben beschriebenen Ausführungvariante eines Silos mit Verdrängerkegel, nachfolgend als Variante 1 bezeichnet, wer-den die alternativen Varianten 2 und 3 gegenübergestellt. ❱ Bild 12 vergleicht die konstruktive Ausführung der drei Systeme, während in ❱ Tabelle 4 ihre wesentlichen Merk-male zusammengestellt sind.

Die angeführten Bauformen unterscheiden sich im Wesent-lichen durch die Art, wie das Schüttgut aus dem Siloau-ßenraum unter den Verdrängerkegel geführt und wie der

Figure 11: Geldart classification of bulk solids Bild 11: Feststoffklassifizierung nach Geldart

Dens

ity d

iffer

ence

(ρS –

ρF)

[kg/

m3 ]

10 2 4 6 8 102 2 4 6 8 103 2 4

104

4

2

03

86

4

2

102

Average particle diameter dS,5O [μm]

Group B

Group C

Group D

Group A

Table 3: Critical silo filling ratesTabelle 3: Kritische Silo-Füllgeschwindigkeiten

Bulk solid (uS,fill)crit [m/h] Geldart-group

Cement 2.6 C/A

Limestone flour 1.4 C/A

Wheat flour 4.9 C

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With variant 3 the bulk material taken from the outer space is transported from the outlet openings through enclosed strings of aeroslides to a separate collecting hopper from which it is removed during silo discharge. This arrangement has the advantage that the space under the displacement cone can be used for the installation/integration of a variety of units, e.g. filters. Variant 2 with the inspection chamber also offers this option, although the useful area is smaller. Variant 1 does not permit any such utilization.

For variants 1 and 2 the extraction of the bulk material from the outer silo space is controlled with the level control system described in Section 2.4, and for variant 3 it is con-trolled by flow control gates at the inlets in the individual aeroslide strings to the collecting hopper. These are opened and closed by means of a min/max level monitoring system in the collecting tank on the basis of a target value. The skip cycle in the outer ring sector is identical in all three config-urations. In variant 3 one flow control gate is allocated to every two outer ring sectors.

All three design variants can be used as continuous blend-ing silos. The blending effect is significantly greater with var-iant 1 than with the other two. The reason for this is that the macro mixing that takes place with all three variants through the longitudinal blending in the flow channels in the outer silo space is significantly improved in variant 1 by the addi-tional micro mixing in the fluidized bed under the displace-ment cone. This last can be assisted by special measures, e.g. an active/inactive base aeration system and an addition-al overflow pipe [4].

Displacement cone silos are built with diameters of up to Dsilo = 30 m and are standardized up to this size. The height/diameter ratio is usually in the range (H/D)silo ≅ 2 to 3.

3.2 Alternative configurationsExamples of two further silo configurations are mentioned below – the first is suitable for smaller storage volumes and the second for extremely large ones. Both configura-

Raum unter diesem Kegel genutzt wird. Bei den Varianten 1 und 2 ist der Kegel quasi hochgesetzt, sodass sich über dem Siloboden ein umlaufender, von nur wenigen Stützen unterbrochener Ringspalt ausbildet, durch den das Schütt-gut auf kürzestem Wege radial unter den Kegel fließen kann. Das minimiert die Fließbehinderungen und resultiert in einem ebenen Fließprofil im Siloaußenraum (Linienent-nahme). Bei Ausführung 3 ist der Verdrängerkegel im Prin-zip direkt auf den Siloboden aufgesetzt. Der Schüttgutfluss unter den Kegel erfolgt durch eine begrenzte Anzahl kleiner Öffnungen. Um zu diesen zu gelangen, muss das Schüttgut im Außenraum tangential um den Verdrängerkegel herum zu den einzelnen Auslässen geführt und dann jeweils noch um 90° umgelenkt werden. Der Materialaustritt unter den Kegel erfolgt lokal begrenzt (Punktentnahme) und resultiert in einem axialsymmetrischen Fließprofil. Dessen Nachteile kann auch der geringere Abstand Kegel-Silowand (s. Bild 2) nicht vollständig kompensieren.

Das dem Außenraum entnommene Schüttgut wird bei Vari-ante 3 von den Auslassöffnungen durch geschlossene Fließ-rinnenstränge zu einem separaten Sammelbehälter transpor-tiert, aus dem es beim Siloabzug entnommen wird. Diese Anordnung hat den Vorteil, dass der Raum unter dem Ver-drängerkegel für die Aufstellung/Integration diverser Aggre-gate, z.B. Filter, genutzt werden kann. Variante 2 bietet mit der Inspektionskammer diese Möglichkeit ebenfalls, aller-dings ist das Nutzvolumen geringer. Ausführung 1 erlaubt keine derartige Nutzung.

Die Kontrolle des Schüttgutabzugs aus dem Siloaußenraum erfolgt bei den Varianten 1 und 2 mit der im Abschnitt 2.4 beschriebenen Füllstandsregelung, bei Variante 3 durch Dosierwalzen am Eintritt in die einzelnen Fließrinnensträn-ge zum Sammelbehälter. Diese werden mittels einer Min/max-Füllstandsüberwachung im Sammeltopf auf einen Soll-wert geöffnet bzw. geschlossen. Der springende Umlauf der Außenringsektoren ist bei allen drei Bauformen identisch. Bei Variante 3 ist jeweils eine Dosierwalze zwei Außenring-sektoren zugeordnet.

Table 4: Comparison of silo variants 1 to 3Tabelle 4: Vergleich der Silobauvarianten 1 bis 3

Criteria Variant 1 Variant 2 Variant 3

Aeroslide configuration in the outer silo space?

Radial, subdivided, separate gas supply

Radial, subdivided, separate gas supply

Tangential, with 90° change in direction under cone

Flow profile in outer silo space? plane plane axisymmetric

Inlet flow openings under the cone? large largesmall = cross-section of flow control gate

Aeroslide configuration under the cone?

Radial, subdivided, separate gas supply

Tangential around the inspection chamber, subdivided, separate gas supply

Enclosed aeroslides to collecting hopper

Separate collecting hopper? No No Yes

Run-on metering? Through level in cone, continuousThrough level in annual chamber, continuous

By flow control gate through level in collecting hopper

External utilization of space under cone?

No Yes, limited by inspection chamber Yes, best possible utlization

Separation of aeration gas and solids?

Above the bulk material bed under cone

Above the bulk material bed in the annular channel

In the collecting hopper, i.e. gas-solids mix flows through flow control gates

Bulk material discharge from silo? From fluidized bed under coneFrom fluidized bed in annular channel, several parallel discharge points

From aerated collecting hopper, several parallel discharge points

Use as blending silo? Yes, high blending factor Yes, average blending factor Yes, average blending factor

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tions make use of the principle whereby the silo discharge is relieved of the pressure of the overlying bulk material and the material is extracted from a fluidized bed that behaves like a fluid. This is followed by some notes on the configu-ration of multi-chamber silos.

❱ CC silo: The structure and operating principle of this type of silo

is shown diagrammatically in ❱ Fig. 13. The silo base is formed as a cap with two or four surfaces, depending on the diameter DB, covered with open aeroslides. The sur-faces of the cap are sloped with a fall towards the silo wall of αB = 20 ° to the horizontal. Each surface has a base opening at the outer radius and is aerated individu-ally in turn for a predetermined period. The bulk material that is activated in this way flows through the associated opening in the base onto an aeroslide system positioned under the cap, angle of inclination αR ≅ 10 °, and from there to the silo outlet. The transition from the extrac-tion floor to the generally larger cylindrical silo diameter Dsilo is designed as a mass flow hopper with an angle of inclination of Θ ≤ 25 °, measured from the vertical. The bulk materials that can be handled with this type of silo are very largely the same as for displacement cone silos. Extremely cohesive products, e.g. Group C in the Geldart diagram, are tested for suitability in preliminary

Alle drei Ausführungsvarianten können als kontinuierlich arbeitende Mischsilos eingesetzt werden. Der Mischeffekt der Variante 1 ist deutlich größer als derjenige der beiden anderen. Ursache: Die bei allen drei Ausführungen wirk-same Makrovermischung durch Längsverschnitt in den Fließ-kanälen des Siloaußenraums wird bei Variante 1 durch die zusätzliche Mikrovermischung in der Wirbelschicht unter dem Verdrängerkegel signifikant verbessert. Letzteres wird durch spezielle Maßnahmen – z.B. eine so genannte aktiv/inaktiv-Bodenbelüftung und ein zusätzliches Überlaufrohr – unterstützt [4].

Verdrängerkegelsilos werden mit Durchmessern von bis zu DSilo = 30 m gebaut und sind bis zu dieser Größe standardi-siert. Das Höhe/Durchmesser-Verhältnis liegt üblicherweise im Bereich (H/D)Silo ≅ 2 bis 3.

3.2 Alternative BauformenExemplarisch werden nachfolgend zwei weitere Silobau-formen angesprochen, von denen die erste für kleinere und die zweite für extrem große Lagervolumina geeignet ist. Bei beiden wird das Prinzip des vom aufliegenden Schüttgut entlasteten Siloaustrags mit Entnahme aus einer sich flüs-sigkeitsähnlich verhaltenden Wirbelschicht realisiert. Einige Hinweise zur Gestaltung von Mehrkammersilos schließen sich an.

❱ CC-Silo: Aufbau und Funktionsprinzip dieses Silotyps sind sche-

matisch in ❱ Bild 13 dargestellt. Der Siloboden ist je nach Durchmesser DB als zwei- oder vierflächiges mit offenen Fließrinnen belegtes Dach ausgebildet. Die Dachflächen sind zur Silowand hin um αB = 20° gegen die Horizontale abfallend geneigt, weisen am Außenradius jeweils eine Bodenöffnung auf und werden nacheinander für vorgege-bene Zeitdauern einzeln belüftet. Das dadurch aktivierte Schüttgut fließt durch die zugehörige Bodenöffnung auf ein unter dem Dach angeordnetes Fließrinnensystem, Neigungswinkel αR ≅ 10°, und von dort zum Siloaustrag. Der Übergang vom Austragsboden auf den i.a. größeren zylindrischen Silodurchmesser DSilo wird als Massenfluß-trichter mit einem Neigungswinkel von Θ ≤ 25 °, gemes-sen gegen die Vertikale, ausgeführt. Die mit diesem Silotyp beherrschbaren Schüttgüter sind mit denen der Verdrängerkegelsilos weitgehend identisch. Extrem kohä-sive Produkte, z.B. der Gruppe C nach Geldart, werden in Vorversuchen auf ihre Eignung getestet. Die Auslegungs-hinweise des Abschnitts 2 sind analog anwendbar.

Verfügbar sind derzeit standardisierte CC-Böden mit den Durchmessern DB = 3,5 m/5,5 m/7,5 m. Da das Verhält-nis Silo- zu Bodendurchmesser den Wert (DSilo/DB) = 2 nicht überschreiten soll, können Durchmesser bis DSilo ≅ 15 m realisiert werden. Ausgeführt wurden bisher CC-Silos mit bis zu 14 m Durchmesser.

❱ Ringkammersilo: ❱ Bild 14 zeigt stark vereinfacht den Aufbau eines für

die Lagerung von sandiger Tonerde erstellten belüfteten Silos mit einem Durchmesser von DSilo = 50 m. Der Ein-bau eines Verdrängerkegels ist hier aus nahe liegenden Gründen nicht möglich. Andererseits waren die Trans-portwege zum zentralen Austrag zu lang, um die sehr speziellen Anforderungen des Kunden, z.B. hinsichtlich Korngrößenentmischung, sicher zu erfüllen. Zusätzlich zum Zentralabzug wurde deshalb ein überdachter Ring-

Figure 12: Design variants of displacement cone silosBild 12: Ausführungsvarianten von Verdrängerkegelsilos

Variant 1

Variant 2

Variant 3

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kanal installiert, unter dem das Schüttgut fluidisiert zu definierten Abzugspunkten geführt wird. Der Siloboden selbst ist radial in zwei Hauptbereiche unterteilt: Einen äußeren Bereich, der dem Ringkanal von beiden Sei-ten Tonerde zuführt, und einen zentralen Bereich, der den Mittenabzug versorgt. Die entsprechenden Boden-bereiche und damit die Fließrinnen sind jeweils um αR = 3,5° in Abzugsrichtung geneigt. Die Hauptbereiche selbst sind wieder in einzeln belüftete Sektoren unter-teilt, die nach einem bestimmten Schema angesteuert werden.

❱ Mehrkammersilos: Die Lagerung unterschiedlicher Produkte erfolgt i.a. in

Einzelsilos. Bei Nutzung gemeinsamer Misch-, Verlade- oder Packanlagen ist dann, um längere Zwischentrans-porte zu vermeiden, eine sehr kompakte Siloanordnung erforderlich, die nicht immer realisierbar ist. Hier bie-tet sich die Installation eines Mehrkammersilos an, das mehrere, ggf. unterschiedlich große, Silozellen in einem zylindrischen Baukörper vereinigt. Bei entsprechender Gestaltung, z.B. Unterfahrbarkeit zur direkten Beschi-ckung von Verladeanlagen und Nutzung des hochgesetz-ten Silo unterraums für die Installation von Misch- und Pack anlagen, ergeben sich zusammen mit der energie-sparenden Turmbauweise bewertbare Vorteile, die die Kostennachteile des komplizierteren Silobaukörpers über-kompensieren können. I.a. sind die laufenden Betriebs-kosten einer Mehrkammersiloanlage des oben angespro-chenen Typs deutlich geringer als die einer Gruppe von Einzelsilos.

Die Einzelzellen eines Mehrkammersilos ergeben sich aus der Aufteilung des runden Baukörperquerschnitts durch Einbau radialer Zwischenwände oder durch Instal-lation eines Innensilos mit ggf weiterer Unterteilung des resultierenden Ringraums. Sie werden als Silos mit Bodenbelüftung ausgeführt. Realisiert wird i.a. das oben beschriebene Verdrängerkegelprinzip. Es kommen dabei alle drei diskutierten Varianten, zunehmend aber auch die CC-Siloausführung, einzeln oder in Kombination zum Ein-satz. ❱ Bild 15 zeigt ein Ausführungsbeispiel.

Der statischen Auslegung eines derartigen Silos ist aufgrund der Vielzahl möglicher Lastfälle besondere Aufmerksamkeit zu widmen. Zwar wirken die radialen Zwischenwände versteifend auf die Außenschale, sie

Discharge system

Discharge section

Aeration section

Figure 13: Structure of a CC siloBild 13: Aufbau eines CC-Silos

trials. The design advice given in Section 2 can be applied analogously.

Standardized CC bases are currently available in the diam-eters DB = 3.5 m / 5.5 m / 7.5 m. The ratio of silo diameter to base diameter should not exceed the value (Dsilo/DB) = 2, so diameters of up to Dsilo ≅ 15 m can be employed. So far, CC silos have been built with diameters of up to 14 m.

❱ Annular chamber silo: ❱ Fig. 14 shows the structure, greatly simplified, of an aer-

ated silo with a diameter Dsilo = 50 m installed for stor-ing sandy alumina. Installation of a displacement cone is not possible here for obvious reasons. The transport paths to the central outlet were also too long for reliable fulfilment of the client’s very specific requirements, e.g. with respect to particle size segregation. In addition to the central outlet a covered annular channel was there-fore also installed by which the bulk material is carried in a fluidized state to specific outlet points. The silo base itself is divided radially into two main areas – an outer area that supplies alumina to the annular channel from both sides, and a central area that supplies the central outlet. The corresponding base areas, and therefore the aeroslides, are all inclined at αR = 3.5 ° in the direction of extraction. The main areas themselves are further sub-divided into individually aerated sectors that are control-led in accordance with a predetermined scheme.

❱ Multi-compartment silos Different products are generally stored in individual silos.

When using common blending, loading or packing plants it is necessary to have a very compact arrangement of silos, which cannot always be achieved, in order to avoid long intermediate transport routes. In this situation there is much to recommend the installation of a multi-com-partment silo that contains several silo cells, possibly of different sizes, in a cylindrical structure. With appropriate

Figure 14: Structure of a large silo for aluminaBild 14: Aufbau eines Großraumsilos für Tonerde

50 m

18

configuration, e.g. vehicle access underneath for direct feed from loading plants and utilization of the elevated space under the silo for the installation of blending and packing plants this, together with the energy-saving tow-er-type of construction, can provide appreciable benefits that can more than compensate for the extra cost of the complicated silo structure. In general, the routine oper-ating costs of a multi-compartment silo plant of the type described above are significantly lower than those of a group of individual silos.

The individual cells of a multi-compartment silo are obtained from the subdivision of the circular cross-sec-tion of the structure by the construction of radial parti-tion walls or the installation of an inner silo, possibly with further subdivision of the resulting annular space. They are built as silos with base aeration. The displacement cone principle described above is generally employed. All three of the variants discussed are used, and increasing-ly also the CC silo design, individually or in combination. An example is shown in ❱ Fig. 15.

Particular attention has to be paid to the structural static design of this type of silo because of the large number of possible load situations. The radial partitions do in fact have a stiffening effect on the outer shell but they them-selves are subject to stresses that vary in direction and size depending on the current levels of bulk material in the adjacent cells.

Other silo configurations that are adapted to suit specific bulk materials and/or special operating conditions are also possible.

4 Final remarks

All the silo variants discussed differ in the details of the pro-cess technology that is applied, the design of the structure and the mechanical equipment. It is only possible to decide between them from case to case on the basis of the total cost analysis carried out for the particular situation, taking the operating costs as well as the capital costs into account. Regardless of this there must be an adequate understand-ing of the bulk material to be handled. This forms the basis for any responsible silo design.

selbst unterliegen aber, je nach aktuellem Schüttgut-Füll-stand in den angrenzenden Zellen, einer in Richtung und Größe wechselnden Beanspruchung.

Weitere, an spezielle Schüttgüter und/oder besondere betriebliche Randbedingungen angepasste Silobauformen sind möglich.

4 Schlussbemerkungen

Alle angesprochenen Silovarianten unterscheiden sich im Detail in der angewandten Verfahrenstechnik, der Baukörper-ausführung und ihrer maschinellen Ausrüstung. Zwischen ihnen kann nur von Fall zu Fall anhand einer für die jeweilige Aufgabenstellung durchgeführten Gesamtkostenanalyse, die sowohl die Betriebs- als auch die Investitionskosten berück-sichtigt, entschieden werden. Unabhängig davon müssen ausreichende Kenntnisse über das zu handhabende Schütt-gut vorliegen. Diese sind die Basis jeder verantwortungs-vollen Siloauslegung.

1700011500

6 outer cells1 inner cell

18°18°

Figure 15: Example of the structure of a multi-compartment siloBild 15: Beispiel für den Aufbau eines Mehrkammersilos

LITERATURE / LITERATUR

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