東北某地區(qū)HS公司上世紀九十年代建成一條1000t/dRSP預分解窯水泥熟料生產(chǎn)線，投產(chǎn)后生產(chǎn)狀況始終不穩(wěn)定，產(chǎn)量低，能耗高，飛灰大，污染嚴重。2002年對該生產(chǎn)線進行技術(shù)改造，經(jīng)過技術(shù)改造，效果十分明顯，產(chǎn)量提高近50%。其他指標均達到設計要求。本文針對改造情況作理論分析和具體改造措施的介紹。
　　1、改造前設備配套及存在的主要問題
　　HS公司1000t/dRSP預分解窯生產(chǎn)線主要設備及性能參數(shù)見表（1）。應用先進的窯外分解技術(shù)對該生產(chǎn)線進行全面的熱工診斷，項目包括主要設備能力，原料，煤粉及熟料化學成分，煤粉的工業(yè)分析，各部煙氣成分，壓力，溫度，風速以及系統(tǒng)平衡中主要支出熱等。找出主要問題如下：
（1）整個系統(tǒng)漏風偏大。
（2）熟料產(chǎn)量始終在800～900t/d之間波動，沒達到設計指標。
（3）C1級筒出口溫度偏高（400℃），負壓偏大（5900～6200Pa）。
（4）三次風溫度偏低，入口溫度在600℃左右。
（5）C1級筒分離效率差，出口飛灰量大。
2、對存在問題的理論分析
　　用熱工診斷和熱平衡計算，對該生產(chǎn)線預分解系統(tǒng)各部位的風速及有關參數(shù)進行統(tǒng)計，見表（2）。認真分析表（2）的各部位參數(shù)，我們會發(fā)現(xiàn)該預分解系統(tǒng)在結(jié)構(gòu)設計上存在一些缺陷。
　?。?）預熱器C2～C5級旋風筒截面風速低。經(jīng)熱工診斷計算，C2～C5級旋風筒截面風速在5.58～5.6m/s之間，（C1級旋風筒截面風速約為3.95m/s）早期設計的旋風筒截面風速均為4～5m/s。旋風筒截面風速低，有利于降低系統(tǒng)阻力，延長氣料停留時間。但風速小氣體攜帶物料的能力弱，物料不能完全同熱氣體混合換熱，一部分物料沒有充分換熱就降到下一級旋風筒里，影響了物料的分解。大量實驗驗證C2～C5級旋風筒的設計截面風速一般取6～7m/s，大于7m/s則系統(tǒng)阻力增大。從分離效率考慮，C1級要提高分離效率達95%，增加粉塵在旋風筒中沉降時間，故取C1級旋風筒設計風速在3～4m/s。
　　（2）分解爐MC室截面風速低。RSP預分解系統(tǒng)分解爐由預燃室SC和混合室MC組成。該系統(tǒng)混合室MC室截面風速在5.85m/s，分解爐截面風速低，其攜料能力減弱，易產(chǎn)生塌料現(xiàn)象，影響分解爐的分解效果?，F(xiàn)在新開發(fā)的各種形式的分解爐都有縮小爐徑，增加爐體高度或延長出風管長度的趨勢。所以在保證爐容的前提下，應適當提高爐內(nèi)風速，一般MC室截面風速在6～10m/s范圍。最新設計的RSP預分解系統(tǒng)取MC室截面風速在8～12m/s。
　　（3）C1級旋風筒入口風速大，達到24m/s。在一定范圍內(nèi)提高進風口風速會提高分離效率，但風速過高，會引起粉塵二次飛揚加劇，分離效率反而降低。許多實驗表明，在實際生產(chǎn)中進風口風速對壓損的影響遠大于對分離效率的影響，因此在不明顯影響分離效率和進口不致于產(chǎn)生過多物料沉積的前提下，適當降低進風口風速，可作為有效降阻措施之一。C1級筒入風口風速達到24m/s既增大系統(tǒng)阻力，又降低了收塵效率，引起C1級筒出口飛灰嚴重。通過冷模實驗，一般旋風筒入風口風速取17～20m/s為宜。
　?。?）旋風筒出風口風速高，風速達到20.71m/s。出風口風速高，導致旋風筒阻力增大，對于大蝸殼旋風筒，既在相同斷面風速的情況下，其出風口風速低，從而能很好地降低旋風筒的阻力，也為其增大內(nèi)筒提供可能，一般經(jīng)驗，旋風筒出口風速在13～14m/s范圍。
　　（5）旋風筒內(nèi)筒直徑小。C2～C5級旋風筒內(nèi)筒直徑與旋風筒有效直徑之比為0.5～0.52，（C1級為0.46）。實踐證明：內(nèi)筒直徑小，系統(tǒng)阻力增大，影響旋風筒的分離效率。降低旋風筒阻力的有效措施就是增大內(nèi)筒直徑，縮短內(nèi)筒插入深度。當前新建生產(chǎn)線設計的內(nèi)筒，其直徑與旋風筒有效直徑之比已提高到0.6～0.7。
　?。?）旋風筒內(nèi)筒高度設計不合理。旋風筒內(nèi)筒高度與進風口高度之比；C1=0.81，C2～C3=0.44，C4～C5=0.5。從降低系統(tǒng)阻力的角度出發(fā)，內(nèi)筒插入深度淺一些為好，但C1筒是生料入口處，此處溫度低，生料入C1筒后易產(chǎn)生飛灰，再加上入風口風速高達24m/s，導致C1筒出口飛灰增大，分離效率下降。內(nèi)筒高度大一些，插入深度深一些，可減少C1級筒出口的飛灰量，提高分離效率。所以C1級筒內(nèi)筒高度不能小，現(xiàn)在設計上，一般取C1級筒內(nèi)筒高度與C1級筒進風口高度之比在1.4～1.8范圍。從降低系統(tǒng)阻力出發(fā)要求C2～C5級筒內(nèi)筒高度與其進風口高度之比逐級縮小，C2=0.6，C3=0.5，C4=0.4，C5=0.3。丹麥史密斯公司在C5級筒上取0.24，其目的是盡量縮短最下一級內(nèi)筒高度，減少燒損的可能性以及更換方便，進而提高系統(tǒng)的運轉(zhuǎn)率。
　?。?）分解爐MC混合室底部縮口尺寸為0.9m×0.9m，風速達到38.14m/s，風速過高。MC室直徑φ4.3m，高度13m，爐容188m3，單位產(chǎn)量為4.58t/m3h，趨于規(guī)范4～6t/m3h的下限，爐容略小。
　　（8）三次風管從篦冷機上殼體上抽取熱風，由于篦冷機冷卻效果不好，三次風溫度低，熱風經(jīng)過三次風管進入SC室，影響了SC室燃料的燃燒，煤粉在SC室燃燒不充分，SC室溫度低，從而影響了MC室生料的分解率。另外，三次風管V型布置，在管路最低點易積料，堵料，影響管路的正常通風。
　?。?）回轉(zhuǎn)窯下料豎井口截面尺寸?。ㄩL×寬=2.61m×2.3m），風速過高（9.35m/s），窯頭罩截面尺寸小（長×寬=3.9m×2.3m），風速過高（6.327m/s）。下料豎井口和窯頭罩尺寸大小影響此處氣流的通過能力，風速過高，增加窯頭罩的阻力，影響冷卻機的效率，影響二次風溫。以一般經(jīng)驗下料口豎井口和窯頭罩設計截面風速取3～4m/s為宜。
通過上述理論分析得出結(jié)論：該生產(chǎn)線預分解系統(tǒng)阻力大，分離效果差，物料分解率低，限制了該系統(tǒng)熟料產(chǎn)量的提高。
3、技術(shù)改造原則及目標
　　結(jié)合HS公司的實際情況，確定技術(shù)改造原則：
　?。?）最大限度利用原有設備和預熱器框架；
　?。?）最大限度利用現(xiàn)有資源；
　?。?）最大限度挖掘回轉(zhuǎn)窯潛力，提高回轉(zhuǎn)窯產(chǎn)量。
　　經(jīng)過熱工標定和理論計算，確定技術(shù)改造目標：
　?。?）系統(tǒng)產(chǎn)量按1500t/d設計；
　?。?）燒成系統(tǒng)熱耗小于3344kj/kg。
4、技改措施及特點
　?。?）C1級旋風筒直徑擴大。經(jīng)核算確認C2～C5級旋風筒能滿足改造后的目標要求，故直徑不變化。為減少預熱器飛灰損失，提高系統(tǒng)分離效率，將C1級旋風筒直徑擴大。由原直徑φ3.1m擴大到直徑φ3.7m。C1級旋風筒截面風速達到3.49m/s。C2～C5旋風筒截面風速提高到6～7m/s。
　　（2）內(nèi)筒直徑擴大。改造后內(nèi)筒直徑：C1=φ1.736m，C2=φ2.484m，C3=φ2.621m，C4=φ2.701m，C5=φ2.770m。原系統(tǒng)內(nèi)筒直徑小，系統(tǒng)阻力大，改造后C2～C5級旋風筒直徑?jīng)]變，而內(nèi)筒直徑均擴大，這樣有利于降低系統(tǒng)阻力，內(nèi)筒直徑與旋風筒有效直徑之比：C1=0.46，C2=.0.60，C3=0.63，C4=0.66，C5=0.62。經(jīng)過內(nèi)筒的風速為15～18m/s。
　?。?）內(nèi)筒高度進行變化。改造后內(nèi)筒高度進行調(diào)整。內(nèi)筒高度與進風口高度之比：C1=1.8，C2=0.6，C3=0.5，C4=0.4，C5=0.27。C1級旋風筒內(nèi)筒高度的加大，可以減輕粉塵的二次飛揚，提高C1級筒的收塵效率。
　?。?）旋風筒入風口和出風口均有所擴大。原系統(tǒng)的旋風筒入風口和出風口由于風速較高，風口較小，加大了系統(tǒng)的阻力。本次改造在滿足風量通過的條件下，適當降低了風速。入風口風速在19m/s，出風口風速在13.5m/s。另外出風口的加大也為內(nèi)筒直徑的擴大提供了條件。入風口截面積改造前后對比見表（3）。出風口直徑與旋風筒有效直徑之比：C1=0.66，C2=0.64，C3=0.72，C4=0.70，C5=0.72。
　?。?）各級旋風筒下料管直徑擴大。系統(tǒng)改造后，產(chǎn)量大幅度提高，原下料管直徑已不適應，其直徑需擴大。下料管有效內(nèi)徑可按下列關系式確定：
dx=0.00192M0.5 （1）
dx1=[（dx）2/2]0.5 （2）
式中：dx———C2～C5級下料管有效直徑，m；M———物料流量，kg/h；dx1———C1級下料管有效直徑，m。
在更換下料管的同時，換上了新式的鎖風閥，加強密封，防止漏風。另外改造原撒料裝置，保證系統(tǒng)下料順暢。
　?。?）分解爐改造。改造RSP分解爐，拆除原SC室，利用原MC室筒體改為管道式分解爐，爐的直徑不變，經(jīng)計算產(chǎn)量達到1500t/d以后，分解爐的爐容應大于260m3。為此在分解爐出風口至C5級旋風筒之間增設鵝頸管。鵝頸管的尺寸為φ3.1m×31m，使分解爐的爐容由原188m3變?yōu)?22m3。鵝頸管的設置，增大爐容，擴大分解區(qū)域，延長物料的停留時間，有利于氣料的混合換熱，提高物料分解率。爐出口向下的連接風管從結(jié)構(gòu)上降低了窯尾框架的高度。三次風管設在分解爐的底部錐體上部，切向入風。C4筒下料點設在三次風管入口處，使物料隨同三次風一起入爐。噴煤管由原在SC室上部噴煤，改為在三次風管入口處上部噴煤，噴煤點為兩處，對稱布置。分解爐底部縮口略有放大，尺寸由原0.9m×0.9m改為1.11m×1.11m?？s口處風速達到32.82m/s，分解爐截面風速達7.56m/s，出風管風速達到14.5m/s。燃料在分解爐內(nèi)燃盡時間為2.3937秒。由于爐容的擴大，保證了燃料在分解爐內(nèi)完全燃燒。
　?。?）原三次風管拆除，換上水平布置的三次風管，并在窯頭罩上抽取三次風，三次風溫提高，三次風管的有效內(nèi)徑為φ1577mm，管內(nèi)風速達到19～20m/s。并在三次風管上安裝了手動調(diào)節(jié)閥，調(diào)節(jié)風量。
　?。?）回轉(zhuǎn)窯下料豎井口截面尺寸擴大，尺寸為6.4m×2.96m，窯頭罩換上偏心大窯頭罩，窯頭罩截面尺寸為6.4m×3.77m。這樣使窯頭罩內(nèi)風速變小，有利于減少阻力，增加氣流通過能力，提高二，三次風溫，窯頭罩內(nèi)截面風速為3.5m/s。
　?。?）回轉(zhuǎn)窯尺寸不變，由于產(chǎn)量的提高，回轉(zhuǎn)窯傳動功率由原125kw增大到160kw。原窯頭窯尾密封裝置全部拆除，換上新式的柔性密封裝置，有效改善了回轉(zhuǎn)窯的密封性能。
　?。?0）預熱器后部廢氣處理系統(tǒng)的連接管路的直徑均有所擴大，以便降低系統(tǒng)的阻力，管路內(nèi)的風速達到15m/s。
　　（11）增濕塔直徑不變，在高度上增加5.5m，增濕塔容積擴大，延長了煙氣在其內(nèi)部的停留時間，降低煙氣溫度。煙氣在增濕塔內(nèi)的行走速度為1.94m/s。
　　（12）在喂料系統(tǒng)中，擴大原下料管直徑，新增加雙板鎖風閥，防止下料產(chǎn)生飛灰。
　　（13）窯爐喂煤系統(tǒng)改造。由于系統(tǒng)產(chǎn)量的提高，喂煤量增加，回轉(zhuǎn)窯噴煤管的噴煤量增加，風機更換，風量增大。入爐的輸煤管尺寸按下列公式確定：
φ1=0.0188（Vf/20）0.5 （3）
φ2=0.0188（Vf/20x2）0.5 （4）
式中：φ1———分解爐輸煤管直徑，m；Vf———入分解爐一次風量，m3/h；φ2———分解爐噴煤嘴直徑，m。
按公式計算，入爐輸煤管直徑由原φ480mm改為φ214mm，噴煤嘴的直徑由原φ480mm改為φ151mm，兩點噴煤，對稱布置。
　?。?4）生料系統(tǒng)不改造。但是由于熟料產(chǎn)量的提高，原生料立磨產(chǎn)量80t/h，不能滿足生料的供應，故建議將生料的細度放粗，生料產(chǎn)量提高到100t/h。同時要求啟用立磨熱風爐，以保證烘干物料所用的熱風量。
　?。?5）原篦冷機是屬于第二代產(chǎn)品，缺陷較多，不能滿足系統(tǒng)改造后的需要，故用充氣梁技術(shù)進行改造，將原篦床前13排篦板梁改造為充氣梁，采用充氣梁篦板和高阻力低漏料篦板，增加風機數(shù)量，在篦床兩側(cè)供風，依據(jù)下料規(guī)律的變化，調(diào)節(jié)風機風量。改造后的篦冷機冷卻效果明顯改善，二、三次風溫提高，完全適應系統(tǒng)改造后產(chǎn)量的變化。
　?。?6）經(jīng)過設計核算，原系統(tǒng)的高溫風機，電收塵器，電收塵風機，篦冷機余風風機，篦冷機收塵器等設備完全能滿足系統(tǒng)改造后的產(chǎn)量變化，故不用變化。改造后系統(tǒng)的主要設備及參數(shù)見表（4）。
5 結(jié)束語
　　改造后，該生產(chǎn)線產(chǎn)量最高達到1600t/d，平均產(chǎn)量在1400t/d，系統(tǒng)運轉(zhuǎn)率高，產(chǎn)品質(zhì)量改善，生產(chǎn)操作控制更加可靠，取得了明顯的經(jīng)濟效益。 摘自《國際建材設備》