預熱系統塌料鑒定方法及12000t/d生產線應用舉例

姚艷飛 陳延信 丁松雄

（1 西安建筑科技大學，西安 710055；2 阿格德大學，格里姆斯塔 挪威）

懸浮預熱系統在水泥熟料生產中的應用，使得水泥窯產量明顯增高，各種消耗相應減少，水泥工業生產達到一個新的階段[1]。得益于以上優勢，以懸浮預熱為主要特點的新型干法水泥生產工藝成為當前應用最廣的水泥工藝[2-4]。

水泥懸浮預熱系統通常由3 至5 級旋風筒組成[5]，根據生產規模采用單列或雙列。單體旋風筒由旋風筒本體和進口的換熱管道組成，每級旋風筒進口管道與下級旋風筒的出口管道相連。物料在旋風筒換熱管道處喂入，與下級旋風筒出口熱煙氣進行熱交換，并隨煙氣進入本級旋風筒中。如物料未能被熱煙氣攜帶，塌落至下級旋風筒中，稱之為塌料（圖1）。一旦預熱系統發生“塌料”現象，輕則影響系統穩定性，造成熱耗增加；重則影響生料分解率，降低熟料質量；更甚者造成預熱系統堵料，迫使系統停機；個別企業甚至因塌料造成窯頭沖料，引發安全事故。

圖1 Cn+1至Cn換熱管道塌料示意圖Fig.1 Diagram of material collapse in the tube from Cn+1 outlet to Cn inlet

當前，對于“塌料”問題的研究，多集中在水泥生產一線：佟立金[6]和劉青元[7]等分別對2300t/d 和4500t/d 生產線分解爐塌料的原因進行分析，并進行針對改造，解決了塌料問題；趙曉東[8]對塌料引起系統堵塞后的處理方法進行了介紹。以上分析多依賴于水泥生產一線技術人員個人經驗，主觀性較強，且由于各生產線生產規模、設備選型、塌料位置及塌料程度等情況各有不同，難以形成具有普適性的鑒定及處理塌料的辦法。長春理工大學劉生瑞[9]針對窯外分解系統的塌料現象，從燃料、生料、操作、設備等諸多方面系統分析了塌料成因，提出緩解乃至消除塌料現象的途徑，但關于如何鑒定塌料未進行研究。

鑒于以上，本論文利用熱工分析方法，得到某12000t/d 生產線預熱系統理論溫度、壓力分布規律；隨后對DCS 信號數據進行時域分析，得到預熱系統溫度、壓力平均值及方差等，掌握塌料時溫度、壓力信號特征；同時利用功率譜密度分析等，得出塌料周期和塌料量，為鑒定塌料現象提供了一種科學方法。

1 12000t/d 生產線基本情況

該12000t/d 生產線采用POLYSIUS 雙系列五級旋風預熱器+分解爐，回轉窯規格Φ6.2/7.2×96m，篦冷機采用IKN 第四代篦冷機，設計產能12000t/d。

2 預熱系統溫度、壓力分布規律理論分析

2.1 理論溫度分布

2.1.1 溫度分布模型建立

該12000t/d 生產線采用五級預熱系統，考慮到C5 旋風筒內基本無氣固換熱發生，其出口溫度基本由分解爐出口決定，本研究只對其C1、C2、C3和C4四級旋風筒進行分析。

熱工標定得該生產線預熱系統內基本無漏風，可認為進入各旋風筒煙氣量相同。由質量平衡可知，進入各旋風筒物料與飛灰的質量之和等于該筒排出物料與飛灰的質量之和。對于第i 級旋風筒Ci，可得：

Mi-1+Ai+1+Q=Mi+Ai+Q

式中：Mi——旋風筒Ci的出口物料質量，kg；

Ai——出旋風筒C 煙氣中攜帶的飛灰質量，kg；

Q——入預熱系統煙氣質量，kg；

圖2 單級旋風筒質量平衡示意圖Figure 2 Mass balance diagram of single stage cyclone

Ci旋風筒分離效率為ηi時，有：

Ai=Mi/(1-ηi)* ηi

系統喂料量G0和各級分離效率ηi已知時，可計算得到各級出口飛灰及物料質量。

由熱量平衡可知：入各級旋風筒煙氣與煙氣中攜帶飛灰所放出的熱量之和，等于入該級旋風筒物料所吸收的熱量。對于第i 級旋風筒Ci，可得：

QCQi+1TQi+1+Mi-1CMi-1TMi-1+Ai+1CAi+1TAi+1=QCQiTQi+MiCMiTMi+AiCAiTAi

式中：Cj——物料或氣體比熱，kJ/(kg℃)；

Tj——物料或氣體溫度，℃。

以此類推，可得到預熱系統所有旋風筒質量和熱量平衡式。

2.1.2 溫度分析假定

分析時，以1kg 熟料、環境溫度20℃為計算基準，參考生產線實際情況，假定以下內容：

1）預熱系統各部位散熱量相同，均為收入熱量的5%；

2）入預熱系統生料干基質量M0=1.6000kg，所含水分m0=0.0037kg；

3）入預熱系統煙氣質量G0=1.9000kg，煙氣中攜帶飛灰質量A0=0.2000kg，兩者溫度均為T0=860℃；

4）分離效率η1～η4分別為95%、85%、85%、85%；

5）生料水分脫除在C1 內完成，碳酸鎂分解在C3 內完成，預熱系統內無其他化學反應發生。

6）對于運行正常的旋風筒，其換熱管道內氣固換熱充分，出旋風筒的物料和煙氣溫度可認為相同，即：TQi=TMi=TAi=Ti。

2.1.3 物質比熱容線性回歸

考慮到物質比熱隨溫度及成分的不同會發生變化，本論文研究利用已有的比熱數據，采用回歸方法，得到物質比熱與溫度及成分的計算式，具體方法如下：

1）利用回歸方法得到各單組分比熱；

2）對預熱系統各位置氣體和生料成分進行分析，得到其組分及含量；

3）根據各物質成分，將各單組分比熱進行算術加權相加。

下表列舉了入預熱系統生料比熱的計算過程，得出60℃時，入窯生料的比熱為0.8406kJ/kg·°C。

表1 60 ℃時入預熱系統生料比熱容Table 1 Specific heat capacity of raw material at 60 °C

2.1.4 理論溫度分布計算

建立C1、C2、C3和C4熱量平衡方程組，其中包含T1、T2、T3、T4四個未知數，方程組可求解。得到預熱系統各單元物料收支及溫度分布分別見表2和表3。

表2 預熱系統物料收支平衡表/kg

表3 預熱系統各級溫度分布/℃

3 預熱系統壓力分布理論模型

旋風預熱器阻力損失大小主要取決于旋風筒結構參數(結構形式、內部結構等)和操作參數(處理風量、料粉濃度和溫度壓力等)。關于其數學計算模型，大量學者在轉圈理論、篩分理論及邊界層理論等的指導下，開展了眾多研究。本研究采用巴特（Barth）理論計算式[10-11]：

其中：

式中：(Δp)q——旋風筒總阻力損失，Pa；

ξ——旋風筒總阻力損失系數；

ξj——斷面j-j 到n-n 的阻力損失系數，即有效能阻力損失系數；

ξn——斷面n-n 到m-m 的阻力損失系數，即純消耗性阻力損失系數。

Un——n-n 斷面處的切向速度，m/s；

aj——旋風筒進口截面積，m2；

vj——旋風筒進口氣流速度，m/s；

n——渦旋指數，理想流體為1.0，實際流體為0.5～0.9；

ρ——流體密度，kg/m3；

vn——內渦旋氣柱軸向速度，m/s；

Q——流量，m3；

h——旋風筒總高度，m；

rn——內筒半徑，m；

rw——旋風筒半徑，m；

f — — 邊壁摩擦阻力系數，由穆舍爾克納茲公式確定，

m——粉塵氣體的固氣比，m=mk/mt；

計算得，該12000t/d 生產線預熱系統各級壓力損失如下表所示：

表4 預熱系統壓力損失計算結果

表5 預熱系統各級出口壓力

4 預熱系統DCS 數據分析

對預熱系統DCS 數據進行實時采集，采樣頻率為0.2Hz。得到系統投料量、高溫風機風量等參數不變，C5 出口溫度穩定在860℃時預熱系統溫度、壓力數據如下圖所示。

圖3 預熱系統各級出口溫度隨時間變化曲線Figure 3 Time-varying Curve of Temperature of Cyclone Outlets

圖4 預熱系統各級出口壓力隨時間變化曲線Figure 4 Time-varying Curve of Pressure of Cyclone Outlets

4.1 溫度壓力信號時域分析

所采集DCS 數據為溫度和壓力的時間序列信號，可以將其當作具有不隨時間改變特征的平穩并滿足各態歷經假說的隨機信號處理。文章采用均值和均方差偏根作為時域統計量[12]，其定義式分別如下：

其中，——樣本均值，n——樣本總數，σ——均方差偏根。

溫度和壓力信號的均值和方差計算結果如表6及表7所示。

表6 預熱系統出口溫度均值及方差

表7 預熱系統出口壓力均值及方差

根據DCS 數據計算結果，C3～C1 出口溫度高于理論計算值，C4 出口溫度低于理論計算值，C4～C3 單元溫差實際僅為57.44℃；同時C4 出口溫度和壓力的方差值分別達到70.13 和4833.80，明顯高于其他單元，即C4 出口溫度和壓力信號波動大于其他單元。

4.2 溫度壓力信號功率譜密度分析

通常可采用功率譜密度函數對壓強時間序列信號進行頻域分析。處理方法有直接法和間接法兩種[13]，本研究中采用直接法，即對原始信號作快速傅立葉變換算法(FFT)，進而求得信號功率譜密度函數。

時間序列信號x(t)的傅立葉變換式如下[14][15][16]：

功率譜密度函數s(f)定義為：

若時間序列信號為離散信號，則信號x(t)的傅立葉變換式形式如下：

X(k)——信號x(t)的頻譜，表征了信號中不同諧波分量所占的比重。則相應的離散功率譜密度函數為：

以上分析采用matlab 軟件進行，得到的預熱系統溫度及壓力譜密度圖譜如下圖所示：

圖5 溫度信號譜密度圖Fig.5 Spectrum density diagram of temperature signal

圖6 壓力信號譜密度圖Figure 6 Spectral density diagram of pressure signal

根據譜密度圖，C4 出口溫度和壓力信號在0.05453Hz 處幅值均明顯高于其他預熱單元；即在0.05453Hz 處，C4 出口溫度和壓力信號存在干擾信號，此干擾信號的周期為18.34s。

5 預熱系統工況分析

根據理論計算及對DCS 數據的時域和功率譜密度分析，C4 出口實際溫度低于理論計算值，C3 出口溫度高于理論計算值；同時C4 出口溫度和壓力信號存在周期為18.34s 的干擾信號，造成其溫度和壓力信號波動較大，方差明顯高于其余預熱單元。

綜合以上，判斷該12000t/d 生產線C4～C3 換熱管存在塌料現象。部分C2 出口物料經C4 出風管道、C4 內筒塌落至C4 旋風筒內，造成入C4 物料量增多；由于入C4 風量和風溫基本不變，根據熱量守恒，必然造成出C4 物料和煙氣溫度降低。將C4 和C3 看成一個整體進行分析：正常工況下，物料在C3 及C4 入口換熱管分別進行兩次換熱；發生塌料時，部分物料直接進入C4，換熱次數減少至一次，根據氣固換熱理論，換熱次數減少，必然造成出C3 煙氣的溫度升高。對于C2，入口風溫升高，風量和物料量不變，出口風溫必然升高；同理，C1 出風溫亦升高。

5.1 塌料原因分析

熱工標定得C4 出口工況風量為1109742m3/h，根據設備尺寸（C4 出口風管有效內徑5.68m，C4 內筒有效內徑4.68m，兩者通過縮口過渡），計算得C4 出口風管風速為17.92m/s，C4 內筒內風速12.16m/s。

C3 物料進入C4～C3 換熱管時，在慣性力作用下逆氣流加速下落，受煙氣給與的向上的懸浮力作用，物料下降速度逐漸變慢并最終隨氣流向上運動。當前C3 下料點至C4 內筒距離較短，物料到達C4 內筒位置時仍處在下落階段，但由于內筒處風速突然降低，煙氣所給予的懸浮力變小，部分物料無法克服向下的慣性力，造成塌料。

5.2 C4～C3 換熱管塌料量分析

假定塌料量占到正常C2下料總量的比例為A，此時進入C3的物料量為（1-A）*M2，進入C4 的物料分為兩部分：C3 下料量M3及C2 塌料量A*M2，按照2.1.1 中辦法重新建立塌料時質量和熱量平衡組，得到C4～C3 換熱管塌料時預熱系統各級物料收支和出口溫度分布。

依次改變塌料量A，得到不同塌料量時預熱系統的溫度分布，得出塌料量70%左右時，預熱系統各級溫度分布與大數據計算平均值較為接近，具體如下表所示。

表8 預熱系統各級溫度分布/℃

塌料量70%時，預熱系統各級物料收支如下表所示：

表9 預熱系統物料收支平衡表/kg

6 小結

文章將理論計算和大數據分析結合，提供了一種分析預熱系統塌料現象的科學方法，并在12000t/d 生產線上開展應用，判斷出其C4～C3 換熱管位置存在塌料，塌料周期為18.34s，塌料量占到C3 正常下料量的70%。具體如下：

1.利用熱力學知識及巴特（Barth）理論計算式，得到12000t/d 生產線預熱系統理論溫度和壓力分布，當C5 出口煙氣溫度860℃時，C4 出口溫度為730.3℃，C3 出口溫度為592.2℃，兩者溫差為129.7℃；

2.采用平均值和方差作為時域統計量，對DCS 溫度、壓力信號數據進行時域分析，得出生產線C4 出口溫度低于理論值，C3～C1 溫度低于理論值；同時C4 出口溫度及壓力信號方差顯著高于其他單元，證明C4 出口溫度及壓力信號存在異常波動；

3.功率譜密度分析得出C4 出口溫度和壓力信號在0.05453Hz 處有顯著干擾信號，此干擾信號因塌料產生，塌料周期為18.34s;

4.結合設計參數，判斷塌料的原因在于C3 下料點至C4 內筒距離較短，且C4內筒處風速較低，物料到達C4 內筒位置時無法克服向下的慣性力，產生塌料。·