某水泥廠于1994年建成1條Φ2.5m×40m帶四級預熱器的窯外分解窯生產(chǎn)線，設計能力為13t/h，設計熱耗為3871kJ/kg。該生產(chǎn)線投產(chǎn)以來，設備運轉率偏低，生產(chǎn)不穩(wěn)定(如分解爐大量沖料時有發(fā)生)，遲遲不能達標達產(chǎn)。雖經(jīng)過該廠多年努力改造，對設備局部尺寸進行調(diào)整，但生產(chǎn)能力僅達設計產(chǎn)量的80%。  
　　
為了較為清楚地了解NS-A型分解爐系統(tǒng)(包括分解爐、斜煙道、豎煙室)的三維氣體流場、物料運動行為及系統(tǒng)壓降等情況，作者制作了為該廠NS-A型分解爐尺寸十分之一的冷態(tài)模型。用該裝置進行了一系列試驗，并根據(jù)測試結果作出了分析。  

1　分解爐冷模試驗 

　　 
1.1　分解爐單體冷模結構及試驗流程 
NS-A型分解爐的冷模試驗流程如圖1，表1列出了分解爐系統(tǒng)冷模結構尺寸。 
　　 

圖1　NS-A型分解爐的冷模試驗流程 
模擬窯氣體從窯尾煙道進入豎煙室，三次風管的風送入NS-A型分解爐后，經(jīng)過斜煙道，進入豎煙室與窯氣混合?；旌虾蟮臍怏w進入C4。收下的物料經(jīng)下料管喂入窯內(nèi)(冷模試驗是用集料斗將物料收下)；氣體則經(jīng)旋風筒出口進入袋除塵器凈化后排入大氣。 
1.2　NS-A分解爐的阻力特性 
　　
維持窯氣進風量與三次風風量的比值為1∶1(實際生產(chǎn)中風量比值為1.0∶1.3)。改變進入爐和窯的風量，測得爐氣和窯氣阻力，所得數(shù)據(jù)及計算結果列于表2。從表2可以看出，在風量相同的情況下，爐氣阻力ΔPc高于窯氣阻力ΔPk。同時，我們也可以看出，在本試驗范圍內(nèi)，歐拉數(shù)Eu接近常數(shù)，氣體的流動已完全進入第二自?；鲃訁^(qū)域，能完全模擬實際生產(chǎn)氣體流動情況。另外，由于有穩(wěn)定的Eu準數(shù)，可以推導出2路氣體的流動阻力系數(shù)ζ，根據(jù)爐氣的Eu準數(shù)為21.3及窯氣的Eu準數(shù)為8.73，可計算出流動阻力系數(shù)分別為: 
　　爐氣:ζc=42.6；窯氣:ζk=17.5。  

通過計算可知，爐氣的流動阻力系數(shù)是窯氣流動阻力系數(shù)的2.4倍。而且，無論是ζk還是ζc，與國內(nèi)其他類型分解爐相比都較低。 

1.3　物料與氣體在NS-A分解爐內(nèi)的停留時間 
　　
保持窯氣風量Qk與爐氣風量Qc比為1∶1，測定分解爐內(nèi)物料平均停留時間τm和氣體平均停留時間τg。由測量值算得停留時間比τm/τg、標準偏差S及相對方差σ2，見表3。  
從表3可以看出，隨著Uav的加大，τm下降，而τm/τg基本不發(fā)生變化。由此可見，該分解爐內(nèi)氣流對物料的裹協(xié)作用是因氣速的增大而增強的，氣速增加導致物料停留時間減小。這樣無論對煤粉燃燒還是對生料CaCO3的分解均不利。因此在操作中單純地通過提高風量來提高喂料量，在現(xiàn)有的條件下不僅無利而且有害。 

1.4　NS-A型分解爐模型內(nèi)氣體流動 
　　
測得模型爐內(nèi)氣速分布如圖2所示。由圖2可以看出，模型爐內(nèi)氣體流動軸向速度遠大于另2個分量，流場顯示該爐型屬于噴騰型分解爐。分解爐進口附近的區(qū)域，中間部位軸向速度較高，壁面附近氣流作逆向運動。由于三次風是通過彎管后進入爐內(nèi)的，且有出風口的影響，軸向速度分布在0～180°斷面上和在90～270°斷面上不完全對稱。圓柱體上部軸向速度的最大值低于下部的。這表明隨著氣流上升，軸向速度逐漸變均勻。爐錐體的喇叭口處還存在著一個渦流區(qū)。同時，在爐頂部，由于爐頂對氣流的彈射作用在邊壁形成區(qū)域較大的渦流。

 
由于該爐型的進出口均無產(chǎn)生旋流的結構，因此在模型大部分空間內(nèi)幾乎測不到切向速度。但在爐錐體部位，由于強烈的噴騰氣流所帶來的渦旋，產(chǎn)生了局部的旋流。但對軸向速度而言切向速度很小，可以忽略。 
　　
在錐體及與錐柱相接處有較大的徑向速度，且都是離心的。這就使得被主氣流噴騰的物料向周邊撒落。碰到邊壁的物料會沿著錐壁下滑到噴騰區(qū)，被主氣流再次噴吹。氣流進入到分解爐柱體后，徑向速度逐漸減少，不易測量。在分解爐出口處，徑向速度再次增大，且是向著出口方向。 
　　
總之，從流場結果來看，模型爐內(nèi)大部分軸向速度均勻。似乎有理由推測原型NS-A爐內(nèi)溫度分布均勻。這一方面使得爐體阻力較小。另一方面，由于氣體攜裹物料的能力較強，使得物料與氣流運動的相對速度較小，爐內(nèi)物料的停留時間較短，因此，不利于物料-氣體換熱。爐頂?shù)幕亓鲄^(qū)及錐體部分的回旋紊流區(qū)有強化物料與氣體換熱的作用。 

1.5　NS-A型分解爐模型內(nèi)料氣分布 
　　
在爐體內(nèi)物料的分散比較好，除了錐體部分，爐內(nèi)幾乎不存在物料的濃相區(qū)和稀相區(qū)，有利于溫度均勻分布。圖3是觀察到的爐內(nèi)料-氣的運動方式。從分解爐出口開始通過斜煙道，直至豎煙室，大量的氣流沿著邊壁運動，從而使得物料一出分解爐就主要是以成團聚合的方式沿著邊壁流動，出現(xiàn)了物料的高濃度相區(qū)。因此物料進入斜煙道及豎煙室后，料-氣換熱的作用大大地降低，爐系統(tǒng)的有效容積利用率也減少了。這也可以證明該分解爐系統(tǒng)整體設計不很合理。 
　　 

2　某水泥廠NS-A型分解爐改進建議 

　　 
2.1　分解爐結構及操作參數(shù) 
通過對該廠窯系統(tǒng)全面的熱工標定，得到了其分解爐結構及操作參數(shù)(見表4)。  

注：原三次風管入口設計尺寸為Φ160mm，后經(jīng)改造為Φ600mm；原豎煙室進口設計尺寸為930mm×930mm，后經(jīng)多次改動為650mm×650mm。 
　　
表5列出了幾個廠離線型分解爐部分操作參數(shù)對比。

從表5可以看出，NS-A型分解爐無論是入口風速還是截面風速都比較低，進口三次風溫只有620℃，比其它廠低，這對煤粉燃燒不利。而其出口溫度卻比其他廠高20～30℃。C3筒出口物料100%進入NS-A型分解爐，也比其他廠高。原因可能是物料的分解與燃料的燃燒不完全同步。 
　　
因為進口三次風溫度低，導致煤粉的燃燒速度慢，CaCO3粒子周圍氣體溫度不超過830℃，CaCO3就不可能發(fā)生大量的分解。氣體溫度上升，煤粉開始燃燒，放出大量的熱量，生料CaCO3分解也會加速。但是這時燃煤發(fā)熱量比較大，造成出口氣體溫度較高，而生料分解率不高。實際測定表明，該分解爐的表觀分解率只有71.33%。從風量、風溫上看，NS-A型分解爐都偏低，這都必須通過改造來解決。 

2.2　分解爐結構的合理性 
　　
實際生產(chǎn)中，分解爐截面風速為3.82m/s，經(jīng)計算，物料在爐中的停留時間只有7.2s。遠低于一般分解爐的停留時間。如果為了增產(chǎn)，分解爐的用風量增大，則停留時間會相應縮短。為了保證物料與氣體在爐中有足夠停留時間，應擴大現(xiàn)有分解爐爐容，才能滿足提高產(chǎn)量的要求。 
　　
爐內(nèi)氣體流場的形式不僅影響氣固間的能量交換，而且也直接影響了物料在爐內(nèi)的停留時間。爐內(nèi)氣體流場測試表明，在爐錐體進口處存在強烈的氣固流動及回旋流動，在爐頂出口也有較大的渦流，這都有加強氣-固動量傳遞的作用。在柱體部位上氣流分布較為平穩(wěn)，爐柱體上每一斷面的物料濃度及溫度分布比較均勻，沒有明顯的濃相區(qū)和稀相區(qū)及局部高溫區(qū)。但是煤粉燃燒在軸向上產(chǎn)生一個較高的溫度梯度。正因為在爐中部氣體沒有強烈的紊流，不利于煤粉及生料的完全反應。這也要求該種分解爐應有較大的爐容。 
　　
測量發(fā)現(xiàn)在爐的出口、爐頂至斜煙道及豎煙室的流場分布不合理，物料的偏流現(xiàn)象十分嚴重。高濃度物料沿著器壁運動，出現(xiàn)了明顯的濃相區(qū)。實際上這部分反應器成為物料的通道，從而降低了分解爐系統(tǒng)的有效容積。為了克服這一缺陷，應將原來氣流流出分解爐的方式改成垂直向上出分解爐。 

2.3　合理分配爐、窯氣流的比例 
　　
熱工標定測得爐、窯氣的比例為1.47∶1。因此從冷卻機進入系統(tǒng)的風三分之二進入了爐里。在這個前提下，才保證了分解爐有足夠的噴騰能力。 
　　
總之，為了能夠提高窯系統(tǒng)的風量，同時保證2路風的合理比例，在改造分解爐后，必須合理地設計窯尾縮口與分解爐入口結構。 

2.4　對分解爐內(nèi)物料沖料現(xiàn)象分析 
　　
實際生產(chǎn)中的進口處風速處于下限，截面風速偏小。從物料的運動特點來看，被高速氣流噴騰吹散的物料有一部分向周壁分解，并沿錐壁下落。同時，從C3筒卸下的物料以較高的速度下沖，與撒落到邊壁后下滑的物料一起形成局部物料濃相區(qū)，當物料濃度高達一定值后就會發(fā)生沖料現(xiàn)象。這一現(xiàn)象在實驗室的冷模試驗中也出現(xiàn)了。試驗表明，一定的風量只能承載一定的料量，當超過某一物料加載極限時，氣流就不能很好地分散物料，并頻繁發(fā)生沖料現(xiàn)象。 
　　
冷模試驗中觀察了在不同進口條件下，物料加載的情況。試驗發(fā)現(xiàn)，分解爐發(fā)生沖料的主要原因，是由于C3筒下料口卸出過多較高速度且成團的物料對噴騰區(qū)的沖擊作用，周壁撒落的物料的影響是次要因素。為了保證卸料不直接沖擊噴吹區(qū)，需要在下料口適當位置加裝合理的分散裝置。觀察試驗發(fā)現(xiàn):不加分散裝置，進口速度在30m/s時，當設定固氣比為0.8時就會發(fā)生沖料現(xiàn)象，而加裝了分散裝置，在同樣的條件下，設定固氣比可以達到1.2也不發(fā)生沖料現(xiàn)象，這一現(xiàn)象有力地證明了分解爐沖料是由于過多的喂料量引進的。加入分散裝置將有效地防止分解爐塌料，同時粉料的分散狀況也得到改善。因此建議在分解爐改造時設計安裝合理的分散裝置。 

3　小結 

　　冷態(tài)模型試驗與實際運行的分析表明，應對該分解爐系統(tǒng)在以下幾方面進行改造: 
　　
1)爐內(nèi)氣體流動阻力較小，不利于燃料燃燒及生料CaCO3分解。 
　　
2)要提高燒成系統(tǒng)的產(chǎn)量，現(xiàn)有的NS-A型分解爐的爐容不能滿足要求，必須增大爐容，使物料在爐內(nèi)的停留時間增加4s以上。 
　　
3)為了防止分解爐塌料，保證分解爐安全穩(wěn)定運轉，一是在進料口處安裝合適的分散裝置；二是恢復C3筒下的分料閥的分料作用，在生產(chǎn)中通過調(diào)整分料閥的開度，實現(xiàn)進入分解爐與豎煙室的物料合理分配，保證系統(tǒng)穩(wěn)定生產(chǎn)。 
　　
4)在改造NS-A分解爐時，根據(jù)爐、窯的各自功能和改造后的生產(chǎn)能力，及爐、窯系統(tǒng)的阻力系數(shù)，確定出合理的爐、窯氣比例，同時應在窯煙室縮口處恢復調(diào)節(jié)風量閘門，以利于調(diào)整爐、窯氣比例。 
　　
目前，該廠通過改造已將水泥熟料生產(chǎn)線的生產(chǎn)能力提高到了14.5t/h。