防水之家讯：某水泥厂于1994年建成1条Φ2.5m×40m带四级预热器的窑外分解窑生产线，设计能力为13t/h，设计热耗为3871kJ/kg。该生产线投产以来，设备运转率偏低，生产不稳定(如分解炉大量冲料时有发生)，迟迟不能达标达产。虽经过该厂多年努力改造，对设备局部尺寸进行调整，但生产能力仅达设计产量的80%。

为了较为清楚地了解NS-A型分解炉系统(包括分解炉、斜烟道、竖烟室)的三维气体流场、物料运动行为及系统压降等情况，作者制作了为该厂NS-A型分解炉尺寸十分之一的冷态模型。用该装置进行了一系列试验，并根据测试结果作出了分析。

1　分解炉冷模试验


1.1　分解炉单体冷模结构及试验流程
NS-A型分解炉的冷模试验流程如图1，表1列出了分解炉系统冷模结构尺寸。


图1　NS-A型分解炉的冷模试验流程
模拟窑气体从窑尾烟道进入竖烟室，三次风管的风送入NS-A型分解炉后，经过斜烟道，进入竖烟室与窑气混合。混合后的气体进入C4。收下的物料经下料管喂入窑内(冷模试验是用集料斗将物料收下)；气体则经旋风筒出口进入袋除尘器净化后排入大气。
1.2　NS-A分解炉的阻力特性

维持窑气进风量与三次风风量的比值为1∶1(实际生产中风量比值为1.0∶1.3)。改变进入炉和窑的风量，测得炉气和窑气阻力，所得数据及计算结果列于表2。从表2可以看出，在风量相同的情况下，炉气阻力ΔPc高于窑气阻力ΔPk。同时，我们也可以看出，在本试验范围内，欧拉数Eu接近常数，气体的流动已完全进入第二自模化流动区域，能完全模拟实际生产气体流动情况。另外，由于有稳定的Eu准数，可以推导出2路气体的流动阻力系数ζ，根据炉气的Eu准数为21.3及窑气的Eu准数为8.73，可计算出流动阻力系数分别为:
炉气:ζc=42.6；窑气:ζk=17.5。

通过计算可知，炉气的流动阻力系数是窑气流动阻力系数的2.4倍。而且，无论是ζk还是ζc，与国内其他类型分解炉相比都较低。

1.3　物料与气体在NS-A分解炉内的停留时间

保持窑气风量Qk与炉气风量Qc比为1∶1，测定分解炉内物料平均停留时间τm和气体平均停留时间τg。由测量值算得停留时间比τm/τg、标准偏差S及相对方差σ2，见表3。
从表3可以看出，随着Uav的加大，τm下降，而τm/τg基本不发生变化。由此可见，该分解炉内气流对物料的裹协作用是因气速的增大而增强的，气速增加导致物料停留时间减小。这样无论对煤粉燃烧还是对生料CaCO3的分解均不利。因此在操作中单纯地通过提高风量来提高喂料量，在现有的条件下不仅无利而且有害。

1.4　NS-A型分解炉模型内气体流动

测得模型炉内气速分布如图2所示。由图2可以看出，模型炉内气体流动轴向速度远大于另2个分量，流场显示该炉型属于喷腾型分解炉。分解炉进口附近的区域，中间部位轴向速度较高，壁面附近气流作逆向运动。由于三次风是通过弯管后进入炉内的，且有出风口的影响，轴向速度分布在0～180°断面上和在90～270°断面上不完全对称。圆柱体上部轴向速度的最大值低于下部的。这表明随着气流上升，轴向速度逐渐变均匀。炉锥体的喇叭口处还存在着一个涡流区。同时，在炉顶部，由于炉顶对气流的弹射作用在边壁形成区域较大的涡流。


由于该炉型的进出口均无产生旋流的结构，因此在模型大部分空间内几乎测不到切向速度。但在炉锥体部位，由于强烈的喷腾气流所带来的涡旋，产生了局部的旋流。但对轴向速度而言切向速度很小，可以忽略。

在锥体及与锥柱相接处有较大的径向速度，且都是离心的。这就使得被主气流喷腾的物料向周边撒落。碰到边壁的物料会沿着锥壁下滑到喷腾区，被主气流再次喷吹。气流进入到分解炉柱体后，径向速度逐渐减少，不易测量。在分解炉出口处，径向速度再次增大，且是向着出口方向。

总之，从流场结果来看，模型炉内大部分轴向速度均匀。似乎有理由推测原型NS-A炉内温度分布均匀。这一方面使得炉体阻力较小。另一方面，由于气体携裹物料的能力较强，使得物料与气流运动的相对速度较小，炉内物料的停留时间较短，因此，不利于物料-气体换热。炉顶的回流区及锥体部分的回旋紊流区有强化物料与气体换热的作用。

1.5　NS-A型分解炉模型内料气分布

在炉体内物料的分散比较好，除了锥体部分，炉内几乎不存在物料的浓相区和稀相区，有利于温度均匀分布。图3是观察到的炉内料-气的运动方式。从分解炉出口开始通过斜烟道，直至竖烟室，大量的气流沿着边壁运动，从而使得物料一出分解炉就主要是以成团聚合的方式沿着边壁流动，出现了物料的高浓度相区。因此物料进入斜烟道及竖烟室后，料-气换热的作用大大地降低，炉系统的有效容积利用率也减少了。这也可以证明该分解炉系统整体设计不很合理。


2　某水泥厂NS-A型分解炉改进建议


2.1　分解炉结构及操作参数
通过对该厂窑系统全面的热工标定，得到了其分解炉结构及操作参数(见表4)。

注：原三次风管入口设计尺寸为Φ160mm，后经改造为Φ600mm；原竖烟室进口设计尺寸为930mm×930mm，后经多次改动为650mm×650mm。

表5列出了几个厂离线型分解炉部分操作参数对比。


从表5可以看出，NS-A型分解炉无论是入口风速还是截面风速都比较低，进口三次风温只有620℃，比其它厂低，这对煤粉燃烧不利。而其出口温度却比其他厂高20～30℃。C3筒出口物料100%进入NS-A型分解炉，也比其他厂高。原因可能是物料的分解与燃料的燃烧不完全同步。

因为进口三次风温度低，导致煤粉的燃烧速度慢，CaCO3粒子周围气体温度不超过830℃，CaCO3就不可能发生大量的分解。气体温度上升，煤粉开始燃烧，放出大量的热量，生料CaCO3分解也会加速。但是这时燃煤发热量比较大，造成出口气体温度较高，而生料分解率不高。实际测定表明，该分解炉的表观分解率只有71.33%。从风量、风温上看，NS-A型分解炉都偏低，这都必须通过改造来解决。

2.2　分解炉结构的合理性

实际生产中，分解炉截面风速为3.82m/s，经计算，物料在炉中的停留时间只有7.2s。远低于一般分解炉的停留时间。如果为了增产，分解炉的用风量增大，则停留时间会相应缩短。为了保证物料与气体在炉中有足够停留时间，应扩大现有分解炉炉容，才能满足提高产量的要求。

炉内气体流场的形式不仅影响气固间的能量交换，而且也直接影响了物料在炉内的停留时间。炉内气体流场测试表明，在炉锥体进口处存在强烈的气固流动及回旋流动，在炉顶出口也有较大的涡流，这都有加强气-固动量传递的作用。在柱体部位上气流分布较为平稳，炉柱体上每一断面的物料浓度及温度分布比较均匀，没有明显的浓相区和稀相区及局部高温区。但是煤粉燃烧在轴向上产生一个较高的温度梯度。正因为在炉中部气体没有强烈的紊流，不利于煤粉及生料的完全反应。这也要求该种分解炉应有较大的炉容。

测量发现在炉的出口、炉顶至斜烟道及竖烟室的流场分布不合理，物料的偏流现象十分严重。高浓度物料沿着器壁运动，出现了明显的浓相区。实际上这部分反应器成为物料的通道，从而降低了分解炉系统的有效容积。为了克服这一缺陷，应将原来气流流出分解炉的方式改成垂直向上出分解炉。

2.3　合理分配炉、窑气流的比例

热工标定测得炉、窑气的比例为1.47∶1。因此从冷却机进入系统的风三分之二进入了炉里。在这个前提下，才保证了分解炉有足够的喷腾能力。

总之，为了能够提高窑系统的风量，同时保证2路风的合理比例，在改造分解炉后，必须合理地设计窑尾缩口与分解炉入口结构。

2.4　对分解炉内物料冲料现象分析

实际生产中的进口处风速处于下限，截面风速偏小。从物料的运动特点来看，被高速气流喷腾吹散的物料有一部分向周壁分解，并沿锥壁下落。同时，从C3筒卸下的物料以较高的速度下冲，与撒落到边壁后下滑的物料一起形成局部物料浓相区，当物料浓度高达一定值后就会发生冲料现象。这一现象在实验室的冷模试验中也出现了。试验表明，一定的风量只能承载一定的料量，当超过某一物料加载极限时，气流就不能很好地分散物料，并频繁发生冲料现象。

冷模试验中观察了在不同进口条件下，物料加载的情况。试验发现，分解炉发生冲料的主要原因，是由于C3筒下料口卸出过多较高速度且成团的物料对喷腾区的冲击作用，周壁撒落的物料的影响是次要因素。为了保证卸料不直接冲击喷吹区，需要在下料口适当位置加装合理的分散装置。观察试验发现:不加分散装置，进口速度在30m/s时，当设定固气比为0.8时就会发生冲料现象，而加装了分散装置，在同样的条件下，设定固气比可以达到1.2也不发生冲料现象，这一现象有力地证明了分解炉冲料是由于过多的喂料量引进的。加入分散装置将有效地防止分解炉塌料，同时粉料的分散状况也得到改善。因此建议在分解炉改造时设计安装合理的分散装置。

3　小结

冷态模型试验与实际运行的分析表明，应对该分解炉系统在以下几方面进行改造:

1)炉内气体流动阻力较小，不利于燃料燃烧及生料CaCO3分解。

2)要提高烧成系统的产量，现有的NS-A型分解炉的炉容不能满足要求，必须增大炉容，使物料在炉内的停留时间增加4s以上。

3)为了防止分解炉塌料，保证分解炉安全稳定运转，一是在进料口处安装合适的分散装置；二是恢复C3筒下的分料阀的分料作用，在生产中通过调整分料阀的开度，实现进入分解炉与竖烟室的物料合理分配，保证系统稳定生产。

4)在改造NS-A分解炉时，根据炉、窑的各自功能和改造后的生产能力，及炉、窑系统的阻力系数，确定出合理的炉、窑气比例，同时应在窑烟室缩口处恢复调节风量闸门，以利于调整炉、窑气比例。

目前，该厂通过改造已将水泥熟料生产线的生产能力提高到了14.5t/h。

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