分解炉循环喂料与物料停留时间分布的关系

:通过对外循环反应器的物料停留时间分布的研究 ,分析了带Pyrotop的分解炉内物料的循环比对物料平均停留时间的影响 ,为工厂的实际操作提供了理论根据     

两种带涡流室分解炉内气相流场的模拟对比研究

针对两种带涡流室的同种类型不同炉膛尺寸不同生产效率的分解炉建立模型,运用流体力学软件,采用Euler坐标系下的Realizable k-ε模型对分解炉内的气相流场进行了模拟与对比分析。结果表明,两种分解炉内气流场规律一致,气流进入炉膛后沿分解炉壁面螺旋上升,在分解炉中心区域则形成了低速区;但是,炉膛直径小的分解炉内的气流平均停留时间稍短,约为6.70 s,而炉膛直径大的分解炉气流平均停留时间则更长,约为9.45 s,表明其旋流程度更强,更有利于延长物料在炉内的停留时间。     

不同旋喷风量比对TD分解炉性能的影响

通过改变切向进入TD分解炉的三次风风量QF与喷腾进入的窑气风量QK的比值QF／QK,探讨了对TD分解炉阻力损失、物料停留时间分布等性能的影响,并确定了最佳旋喷风量比。研究认为,当QF／QK＝46：54时,TD分解炉的总阻力最小,热态下约为130P8;从炉内料气停留时间比考虑,QF／QK在42：58～47：53范围内较合理,与DD、KSV等分解炉比,TD分解炉结构较合理,操作适应性强,但需对物料入炉位置作必要改进。     

流态化炉内物料停留时间分布的数学模型

在分析流化床内的气固流动特性和各种流化床的流体动力学数学模型的基础上,建立KLDH数学模型,以此可计算流态化炉内密相段与悬浮段的物料停留时间分布。结合流态化炉的实际操作参数,计算炉内物料的停留时间。     

喷腾分解炉内流场优化的数值仿真研究

采用标准k-ε双方程模型和SIMPLE方法对喷腾分解炉内流动特性进行了数值模拟,通过增设分解炉的中部缩口、柱体的尺寸、入口气流的流速以及增加旋流风,在不同条件下得到了炉内的流场分布情况,并进行了比较和分析,为分解炉的结构和工况的优化设计提供了参考依据。研究表明:喷腾分解炉内流场主要为喷射流,不易产生较强烈的横向混合和必要的逆向物料返混。结构和工况参数的变化,延长了气流的运行轨迹,适当地增加气流的横向运动,将有利于延长物料的停留时间、物料的分散和煤粉燃尽率和CaCO3分解率的提高。同时,数值模拟结果将为优化分解炉设计和流动参数提供理论依据。     

NKSV分解炉运行机理及其改进

在系统分析NKSV分解炉气固两相运动规律及其性能特点的基础上,指出了NKSV分解炉的不足之处,提出了改进方案。结果表明:改进后的分解炉在物料分散、煤粉的燃烧环境、物料停留时间等方面均有较大改善,克服了NKSV分解炉存在的旋流强度过大的缺陷,缩口的二次喷腾作用得到了明显的体现,为分解炉的优化设计提供了指导。     

宁国厂2 000 t/d DD分解炉内气固两相运动规律的研究

通过系统的冷态模型试验以及对实际分解炉的热工检测结果的分析，对宁国水泥厂2000t/d DD分解炉的气固两相运动规律及各项性能指标进行了综合研究和评述，研究表明，宁国厂DD炉是一种具有明显低阻特性的分解炉型式。炉内气固混合状况良好，能够保证良好的燃烧与碳酸盐分解反应环境。也保证了物料停留时间的有效性。料气停留时间比值为4.6左右，高径比的改变对物料运动模式无明显影响。但当前熟料产量下分解炉容积明显偏小，炉内煤粉实际停留时间仅8.5s，煤粉燃尽度偏低。若要进一步提高产量，有必要对分解炉进行结构优化和改造。     

3200t/d改进型SLC分解炉内气固运动规律的研究

通过系统测定鱼峰水泥股份公司改进型3200t/dSLC分解炉内气体三维流场、阻力特性、物料停留时间分布等,分析了其内部气固两相运动的基本规律。研究表明,改进型SLC分解炉的气体流场与原分解炉总体相似,但缩口的增加产生了一定的二次喷腾作用,对物料均布有一定改善,料气停留时间比值明显提高,加上容积的增大,使固体粉料的平均停留时间在气体量相同时延长了近80%,这是熟料产量能够超过设计值,系统能稳定运行的基本原因。但与性能优良的分解炉比较,该分解炉料气停留时间比值仍然较低,阻力损失较大,三次风管风速过高。进一步提高系统产量时有必要对分解炉和三次风管进行优化和改造。     

SLC-S分解炉增加物料进口时气固两相流场的数值模拟

以SLC-S分解炉为基准模型,新增一个物料进口,分别对两物料进口在不同的相对位置时的气固两相流场进行了数值模拟.对连续相、颗粒相的计算分别采用k-ε双方程湍流模型和离散相模型,对离散相与湍流之间的相互作用采用随机跟踪模型.模拟所得的气流场分布规律与模型实测结果吻合较好,而且所预测的固、气停留时间以及固气停留时间比值与模型实验预测值相一致.对结构进行优化的模拟结果表明:当两物料进口之间的水平投影夹角大于或等于135°时,尤其是在157.5°时,物料在分解炉内的分散状况皆良好,物料停留时间的绝对值和固气停留时间比值皆很高,为适宜的夹角范围.     

1 000t/d CDC分解炉的综合研究与评述

对文山水泥厂1000t／d CDC分解炉进行了冷态模型试验以及综合分析与评价。结果表明CDC分解炉的气体三维流场分布基本合理，对延长停留时间和气固混合采取的措施发挥了一定效果。但涡壳部分旋流强度偏大，使分解炉阻力损失偏大，而中钵的流场结构对气固分散与均布也有一定的负面效应。CDC分解炉的料气停留时间比值为5．2～5．3，在国内现有各种分解炉中相对较高，该厂的CDC分解炉结构及容积与所用的煤粉能相互适应。     

滇西厂RSP分解炉气固两相运动规律

通过冷模条件下的气体三维流场、阻力损失与炉内物料停留时间分布的试验研究,对滇西水泥厂ＲＳＰ 分解炉内气固两相运动规律进行了研究,并结合江西水泥厂ＲＳＰ的情况,对比分析了滇西厂ＲＳＰ各室设计的结构和操作参数的合理性,为指导生产操作提供了依据。     

论水泥分解炉中粉料滞留延时的机理及影响滞留比的因素

简述了水泥分解炉内粉料（料粉及煤粉）滞留延时的机理，即利用附壁效应或旋风、喷腾效应使粉料在炉内部分循环，及受炉壁阻止而使粉料滞后于气流，从而获得煤粉燃烧及料粉分解所必需的时间。虽然炉内附壁效应，使粉料在炉内分布不均，但附壁效应的滞留延时效果，远比粉料均布效应重要。针对当前预分解窑实际情况，分析了影响滞留比的因素及改进生产技术的方法。     

带Pyrotop的Pyroclon分解炉内物料停留时间的在线热态测试

通过对SD水泥公司带Pyrotop的Pyroclon分解炉内物料停留时间的在线热态检测，得到它比普通Pyroclon分解炉内物料平均停留时间增加1倍多的结论。表明设计合理的带Pyrotop的Pyroelon分解炉能适应燃烧无烟煤的需要。     

用RNGk-ε模型数值模拟喷旋分解炉内的湍流流动

(武汉理工大学硅酸盐材料工程教育部重点实验室,湖北武汉430070)摘要:采用重整化群双方程模型对喷旋结合型分解炉内湍流流动进行了数值模拟,与现场结果相比较分析了炉内气体的运动和湍流特性的规律和特点。研究表明:由于分解炉的下部缩口区域的存在,气流经过此区域时流动面积突增,成喷射状。在带有旋流三次风与窑尾烟气共同作用下,在三次风进口相对的一侧出现高速区(其最高速度达到35.34m/s),同时在分解炉三次风进口一侧的下锥体上部和柱体附近沿壁面处出现负的速度分布,形成环状涡流区。     

CDC分解炉的研发

从分解炉阻力损失，物料停留时间分布和气体三维流场三方面来分析CDC分解炉所具有的阻力低、料气停留时间比大和炉容利用率高的特性。结合燃烧特点，分别设计了不同的燃烧器安装位置。尤其是针对无烟煤，采用离线型CDC分解炉更为合理。     

高速煤粉燃烧器内燃烧特性数值模拟及结构优化

高速煤粉燃烧器火焰喷射速度高达60~200 m/s,炉膛内火焰较长,对流换热比例提高,使得炉膛内温度分布均匀,没有传统低速煤粉燃烧器火焰短,炉膛内局部过热和结焦等缺点。笔者以14 MW高速煤粉燃烧器为研究对象,采用数值模拟的方法,研究旋流强度、二次风温度等关键参数对燃烧器内煤粉燃烧的影响,针对燃烧器内煤粉燃烧特点进行结构优化设计。对旋流强度研究结果表明,当旋流强度S=2.2、2.8、3.2及3.7时,燃烧器内回流区形状变化不大,从一次风喷口开始到旋流叶片位置结束,回流区环绕一次风管;最大回流量在一次风喷口附近,距离一次风喷口越远,回流量越小;旋流强度对一次风喷口附近最大回流量影响不大,喷口附近最大回流量均在0.45 kg/s左右,当距喷口超过一定距离(L/H<0.35)时,旋流强度对回流量的影响开始变得明显,表现为旋流强度越大,回流区末端回流量越大,回流区末端回流量最大为0.30 kg/s,最小为0.17 kg/s。研究燃烧器喷口处燃烧状态表明,喷口处火焰旋流强度为0.10~0.28,与入口旋流强度正相关,火焰喷射速度150 m/s,为中等旋流强度的高速旋流火焰;喷口中心区可燃性组分富集,缺氧,燃料和氧气分层分布。当旋流强度提高,喷口中心区可燃性组分浓度降低,CO浓度从11%降低到10%,H2浓度从1.65%降低到1.40%,焦炭浓度从0. 14%降低到0. 11%,喷口边缘O2浓度从13%降低到10%。旋流强度S=3.2和S=3.7时可燃组分和氧气浓度分布变化较小,说明旋流强度提高对燃烧的影响减弱。考察0、100和200℃下二次风温度对燃烧的影响,结果表明,当二次风温度提高,煤粉在燃烧器内的反应时间有所降低,从0.15 s降低到0.11 s,但燃烧器内的煤粉碳转化率提高20%,达到65%。对燃烧器结构进行优化,加入中心风,对比中心风直流和旋流与不加中心风3种状态,结果表明,加入旋流中心风和直流中心风后喷口中心区半径r≤75 mm范围内可燃组分浓度降低,采用直流时由于气流刚性较强,喷口中心区氧气浓度升高,采用旋流中心风对中心区氧浓度影响弱,对可燃组分浓度降低效果优于直流中心风。