预热系统塌料鉴定方法及12000t/d生产线应用举例

姚艳飞 陈延信 丁松雄

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

悬浮预热系统在水泥熟料生产中的应用，使得水泥窑产量明显增高，各种消耗相应减少，水泥工业生产达到一个新的阶段[1]。得益于以上优势，以悬浮预热为主要特点的新型干法水泥生产工艺成为当前应用最广的水泥工艺[2-4]。

水泥悬浮预热系统通常由3 至5 级旋风筒组成[5]，根据生产规模采用单列或双列。单体旋风筒由旋风筒本体和进口的换热管道组成，每级旋风筒进口管道与下级旋风筒的出口管道相连。物料在旋风筒换热管道处喂入，与下级旋风筒出口热烟气进行热交换，并随烟气进入本级旋风筒中。如物料未能被热烟气携带，塌落至下级旋风筒中，称之为塌料（图1）。一旦预热系统发生“塌料”现象，轻则影响系统稳定性，造成热耗增加；重则影响生料分解率，降低熟料质量；更甚者造成预热系统堵料，迫使系统停机；个别企业甚至因塌料造成窑头冲料，引发安全事故。

图1 Cn+1至Cn换热管道塌料示意图Fig.1 Diagram of material collapse in the tube from Cn+1 outlet to Cn inlet

当前，对于“塌料”问题的研究，多集中在水泥生产一线：佟立金[6]和刘青元[7]等分别对2300t/d 和4500t/d 生产线分解炉塌料的原因进行分析，并进行针对改造，解决了塌料问题；赵晓东[8]对塌料引起系统堵塞后的处理方法进行了介绍。以上分析多依赖于水泥生产一线技术人员个人经验，主观性较强，且由于各生产线生产规模、设备选型、塌料位置及塌料程度等情况各有不同，难以形成具有普适性的鉴定及处理塌料的办法。长春理工大学刘生瑞[9]针对窑外分解系统的塌料现象，从燃料、生料、操作、设备等诸多方面系统分析了塌料成因，提出缓解乃至消除塌料现象的途径，但关于如何鉴定塌料未进行研究。

鉴于以上，本论文利用热工分析方法，得到某12000t/d 生产线预热系统理论温度、压力分布规律；随后对DCS 信号数据进行时域分析，得到预热系统温度、压力平均值及方差等，掌握塌料时温度、压力信号特征；同时利用功率谱密度分析等，得出塌料周期和塌料量，为鉴定塌料现象提供了一种科学方法。

1 12000t/d 生产线基本情况

该12000t/d 生产线采用POLYSIUS 双系列五级旋风预热器+分解炉，回转窑规格Φ6.2/7.2×96m，篦冷机采用IKN 第四代篦冷机，设计产能12000t/d。

2 预热系统温度、压力分布规律理论分析

2.1 理论温度分布

2.1.1 温度分布模型建立

该12000t/d 生产线采用五级预热系统，考虑到C5 旋风筒内基本无气固换热发生，其出口温度基本由分解炉出口决定，本研究只对其C1、C2、C3和C4四级旋风筒进行分析。

热工标定得该生产线预热系统内基本无漏风，可认为进入各旋风筒烟气量相同。由质量平衡可知，进入各旋风筒物料与飞灰的质量之和等于该筒排出物料与飞灰的质量之和。对于第i 级旋风筒Ci，可得：

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

式中：Mi——旋风筒Ci的出口物料质量，kg；

Ai——出旋风筒C 烟气中携带的飞灰质量，kg；

Q——入预热系统烟气质量，kg；

图2 单级旋风筒质量平衡示意图Figure 2 Mass balance diagram of single stage cyclone

Ci旋风筒分离效率为ηi时，有：

Ai=Mi/(1-ηi)* ηi

系统喂料量G0和各级分离效率ηi已知时，可计算得到各级出口飞灰及物料质量。

由热量平衡可知：入各级旋风筒烟气与烟气中携带飞灰所放出的热量之和，等于入该级旋风筒物料所吸收的热量。对于第i 级旋风筒Ci，可得：

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

式中：Cj——物料或气体比热，kJ/(kg℃)；

Tj——物料或气体温度，℃。

以此类推，可得到预热系统所有旋风筒质量和热量平衡式。

2.1.2 温度分析假定

分析时，以1kg 熟料、环境温度20℃为计算基准，参考生产线实际情况，假定以下内容：

1）预热系统各部位散热量相同，均为收入热量的5%；

2）入预热系统生料干基质量M0=1.6000kg，所含水分m0=0.0037kg；

3）入预热系统烟气质量G0=1.9000kg，烟气中携带飞灰质量A0=0.2000kg，两者温度均为T0=860℃；

4）分离效率η1～η4分别为95%、85%、85%、85%；

5）生料水分脱除在C1 内完成，碳酸镁分解在C3 内完成，预热系统内无其他化学反应发生。

6）对于运行正常的旋风筒，其换热管道内气固换热充分，出旋风筒的物料和烟气温度可认为相同，即：TQi=TMi=TAi=Ti。

2.1.3 物质比热容线性回归

考虑到物质比热随温度及成分的不同会发生变化，本论文研究利用已有的比热数据，采用回归方法，得到物质比热与温度及成分的计算式，具体方法如下：

1）利用回归方法得到各单组分比热；

2）对预热系统各位置气体和生料成分进行分析，得到其组分及含量；

3）根据各物质成分，将各单组分比热进行算术加权相加。

下表列举了入预热系统生料比热的计算过程，得出60℃时，入窑生料的比热为0.8406kJ/kg·°C。

表1 60 ℃时入预热系统生料比热容Table 1 Specific heat capacity of raw material at 60 °C

2.1.4 理论温度分布计算

建立C1、C2、C3和C4热量平衡方程组，其中包含T1、T2、T3、T4四个未知数，方程组可求解。得到预热系统各单元物料收支及温度分布分别见表2和表3。

表2 预热系统物料收支平衡表/kg

表3 预热系统各级温度分布/℃

3 预热系统压力分布理论模型

旋风预热器阻力损失大小主要取决于旋风筒结构参数(结构形式、内部结构等)和操作参数(处理风量、料粉浓度和温度压力等)。关于其数学计算模型，大量学者在转圈理论、筛分理论及边界层理论等的指导下，开展了众多研究。本研究采用巴特（Barth）理论计算式[10-11]：

其中：

式中：(Δp)q——旋风筒总阻力损失，Pa；

ξ——旋风筒总阻力损失系数；

ξj——断面j-j 到n-n 的阻力损失系数，即有效能阻力损失系数；

ξn——断面n-n 到m-m 的阻力损失系数，即纯消耗性阻力损失系数。

Un——n-n 断面处的切向速度，m/s；

aj——旋风筒进口截面积，m2；

vj——旋风筒进口气流速度，m/s；

n——涡旋指数，理想流体为1.0，实际流体为0.5～0.9；

ρ——流体密度，kg/m3；

vn——内涡旋气柱轴向速度，m/s；

Q——流量，m3；

h——旋风筒总高度，m；

rn——内筒半径，m；

rw——旋风筒半径，m；

f — — 边壁摩擦阻力系数，由穆舍尔克纳兹公式确定，

m——粉尘气体的固气比，m=mk/mt；

计算得，该12000t/d 生产线预热系统各级压力损失如下表所示：

表4 预热系统压力损失计算结果

表5 预热系统各级出口压力

4 预热系统DCS 数据分析

对预热系统DCS 数据进行实时采集，采样频率为0.2Hz。得到系统投料量、高温风机风量等参数不变，C5 出口温度稳定在860℃时预热系统温度、压力数据如下图所示。

图3 预热系统各级出口温度随时间变化曲线Figure 3 Time-varying Curve of Temperature of Cyclone Outlets

图4 预热系统各级出口压力随时间变化曲线Figure 4 Time-varying Curve of Pressure of Cyclone Outlets

4.1 温度压力信号时域分析

所采集DCS 数据为温度和压力的时间序列信号，可以将其当作具有不随时间改变特征的平稳并满足各态历经假说的随机信号处理。文章采用均值和均方差偏根作为时域统计量[12]，其定义式分别如下：

其中，——样本均值，n——样本总数，σ——均方差偏根。

温度和压力信号的均值和方差计算结果如表6及表7所示。

表6 预热系统出口温度均值及方差

表7 预热系统出口压力均值及方差

根据DCS 数据计算结果，C3～C1 出口温度高于理论计算值，C4 出口温度低于理论计算值，C4～C3 单元温差实际仅为57.44℃；同时C4 出口温度和压力的方差值分别达到70.13 和4833.80，明显高于其他单元，即C4 出口温度和压力信号波动大于其他单元。

4.2 温度压力信号功率谱密度分析

通常可采用功率谱密度函数对压强时间序列信号进行频域分析。处理方法有直接法和间接法两种[13]，本研究中采用直接法，即对原始信号作快速傅立叶变换算法(FFT)，进而求得信号功率谱密度函数。

时间序列信号x(t)的傅立叶变换式如下[14][15][16]：

功率谱密度函数s(f)定义为：

若时间序列信号为离散信号，则信号x(t)的傅立叶变换式形式如下：

X(k)——信号x(t)的频谱，表征了信号中不同谐波分量所占的比重。则相应的离散功率谱密度函数为：

以上分析采用matlab 软件进行，得到的预热系统温度及压力谱密度图谱如下图所示：

图5 温度信号谱密度图Fig.5 Spectrum density diagram of temperature signal

图6 压力信号谱密度图Figure 6 Spectral density diagram of pressure signal

根据谱密度图，C4 出口温度和压力信号在0.05453Hz 处幅值均明显高于其他预热单元；即在0.05453Hz 处，C4 出口温度和压力信号存在干扰信号，此干扰信号的周期为18.34s。

5 预热系统工况分析

根据理论计算及对DCS 数据的时域和功率谱密度分析，C4 出口实际温度低于理论计算值，C3 出口温度高于理论计算值；同时C4 出口温度和压力信号存在周期为18.34s 的干扰信号，造成其温度和压力信号波动较大，方差明显高于其余预热单元。

综合以上，判断该12000t/d 生产线C4～C3 换热管存在塌料现象。部分C2 出口物料经C4 出风管道、C4 内筒塌落至C4 旋风筒内，造成入C4 物料量增多；由于入C4 风量和风温基本不变，根据热量守恒，必然造成出C4 物料和烟气温度降低。将C4 和C3 看成一个整体进行分析：正常工况下，物料在C3 及C4 入口换热管分别进行两次换热；发生塌料时，部分物料直接进入C4，换热次数减少至一次，根据气固换热理论，换热次数减少，必然造成出C3 烟气的温度升高。对于C2，入口风温升高，风量和物料量不变，出口风温必然升高；同理，C1 出风温亦升高。

5.1 塌料原因分析

热工标定得C4 出口工况风量为1109742m3/h，根据设备尺寸（C4 出口风管有效内径5.68m，C4 内筒有效内径4.68m，两者通过缩口过渡），计算得C4 出口风管风速为17.92m/s，C4 内筒内风速12.16m/s。

C3 物料进入C4～C3 换热管时，在惯性力作用下逆气流加速下落，受烟气给与的向上的悬浮力作用，物料下降速度逐渐变慢并最终随气流向上运动。当前C3 下料点至C4 内筒距离较短，物料到达C4 内筒位置时仍处在下落阶段，但由于内筒处风速突然降低，烟气所给予的悬浮力变小，部分物料无法克服向下的惯性力，造成塌料。

5.2 C4～C3 换热管塌料量分析

假定塌料量占到正常C2下料总量的比例为A，此时进入C3的物料量为（1-A）*M2，进入C4 的物料分为两部分：C3 下料量M3及C2 塌料量A*M2，按照2.1.1 中办法重新建立塌料时质量和热量平衡组，得到C4～C3 换热管塌料时预热系统各级物料收支和出口温度分布。

依次改变塌料量A，得到不同塌料量时预热系统的温度分布，得出塌料量70%左右时，预热系统各级温度分布与大数据计算平均值较为接近，具体如下表所示。

表8 预热系统各级温度分布/℃

塌料量70%时，预热系统各级物料收支如下表所示：

表9 预热系统物料收支平衡表/kg

6 小结

文章将理论计算和大数据分析结合，提供了一种分析预热系统塌料现象的科学方法，并在12000t/d 生产线上开展应用，判断出其C4～C3 换热管位置存在塌料，塌料周期为18.34s，塌料量占到C3 正常下料量的70%。具体如下：

1.利用热力学知识及巴特（Barth）理论计算式，得到12000t/d 生产线预热系统理论温度和压力分布，当C5 出口烟气温度860℃时，C4 出口温度为730.3℃，C3 出口温度为592.2℃，两者温差为129.7℃；

2.采用平均值和方差作为时域统计量，对DCS 温度、压力信号数据进行时域分析，得出生产线C4 出口温度低于理论值，C3～C1 温度低于理论值；同时C4 出口温度及压力信号方差显著高于其他单元，证明C4 出口温度及压力信号存在异常波动；

3.功率谱密度分析得出C4 出口温度和压力信号在0.05453Hz 处有显著干扰信号，此干扰信号因塌料产生，塌料周期为18.34s;

4.结合设计参数，判断塌料的原因在于C3 下料点至C4 内筒距离较短，且C4内筒处风速较低，物料到达C4 内筒位置时无法克服向下的惯性力，产生塌料。·