毕业论文设计--水泥工厂热风管道设计.doc

水泥工厂

热风管道设计

2003.12

在全世界，干法预分解窑系统的水泥厂，已得到迅速发展。它的主要优点是节约能源，吨投资费用低，占地面积小，单机产量大，利于提高生产率，目前随着我国经济的发展，正在大量兴建预分解窑系统的水泥生产线。
这种水泥厂节约能源的重要方法之一是余热利用，因为经窑尾悬浮预热器和窑头篦式冷却机出来的废气温度较高，其余热可以用于生料制备系统、煤粉制备系统、烘干车间、烘干原材料；将窑头热风送入窑尾分解炉，降低热耗；也可以进行余热发电，节省大量的热能。这些热气体是通过热风管道输送的，出来的废气还要用管道通往收尘器，经烟囱排出。因此热风管道设计，在采用干法预分解窑水泥工厂设计中就显得十分重要。
本文就管径确定，风管阻力计算、热损失计算、管道布置及与管道相关的吸尘罩、弯头、风管的汇合、膨胀节、阀门、风管与风机的关系、风管的支座、风管的允许最大跨度及烟囱等问题进行介绍。

1 热风管道管径的确定
1.1 计算直径
热风管道直径首先可用下式计算：

D= （1）

式中：
D—管径，m
Qt—工况风量，m3/h
V—工况风速，m/s

1.2 确定工况风量
由工艺计算得知风管的标况风量Qo（Nm3/h）即O℃，标准大气压下的体积流量。
1.2.1 一般地区正常工况下的风量

Qt= （2）

式中：
Qt—工况风量，m3/h
Q0—标况风量，Nm3/h
t—该风管中气体的工况温度，℃
1.2.2 高海拨地区工况风量
在高海拨地区，风量还要进行海拨高度修正，据公式：

H=（18.4+0.067tg）lg(B/B’) （3）
式中：
H—水泥厂厂区海拨高度，km
tg—海平面与该地区之间的空气平均温度，℃
B—海平面上的气压，Pa
B＇—水泥厂厂区的气压Pa
海平面上的大气压力一般为9.6×104~1.067×104Pa之间，平均约等于1.013×105Pa，这一压力通常称为标准大气压，将它代入公式(3)可求出厂区大气压B＇。
根据气态方程（克拉珀龙定律）

Qtg=B×Qt/B’ （4）

式中：
Qtg—高海拨地区工况风量，m3/h
在设计高海拨地区水泥厂时，风管直径为：
D=18.8 （5）
式中:
D—高海拨地区管径，mm
Qtg—高海拨地区工况风量，m3/h
V—工况风速，m/s

1.3 管内风速确定
在确定各管段直径时，要考虑到管道内的最低流速，所谓最低流速，就是防止粉尘在管道内沉积堵塞所必需的最低气流速度，这一流速主要取决于粉尘的性质和管道倾斜情况。
管道中流速也不是越高越好，流速过高，虽然管道断面可以减小，管道重量减轻，但会增加管网的压力损失，致使能耗增加，还会增加对管道的磨损，因此设计管网时要综合几方面的因素，来选择管道中的流速。
管道风速与积灰情况大致如下：
风速＞25m/s，管道中阻力大，压降大，不经济。
＞18m/s，易于输送粉尘，管道内壁清洁，能把灰带走。
15m/s，不是悬浮吹走，管风灰是波浪式移动。
＜15m/s，有粉尘沉降。
＜5m/s，大部份灰尘沉降。
倾斜管道，因灰尘在重力作用下，向下滑动，不易沉积，一般风速宜选用18m/s，煤粉制备系统的含煤尘气体，风速应适当高些，宜20~22m/s。
垂直管道因灰尘垂直下落，与管道方向方同，低速也不会堵塞管道，为减小阻力，风速可取15m/s，或再低一些。设计中应尽量避免水平管道，当无法避免时，风速应取得比较高。
温度高时，压力降小一些，300℃时，阻力比常温减少约10%，因此输送气体温度较高时，风管内内速可适当增加。
负压大时，实际风速比计算风速高一些，因为我们计算风量过程中没有考虑系统内负压对气体体积的影响。例如负压为7000Pa时，气体体积会增大7%，管内风速也会提高7%，为使风速不提高，应适当增大管径。在风机选型中也应充分重视这一问题，例如窑尾高温风机工作点负压比较高，选型时要充分考虑负压对工况风量增大的影响，风机风量应适当加大。

1.4 确定管道直径
由公式（1）计算出来的管道直径还应标准化，应圆整到表1的数值。因为表（1）给出的管径符合国家规定的优选数列。
优选数系是由公比、、、、，且项值中含有10的整数幂的理论等比数列导出的一组近似的等比数列，优先数系是一种科学的，国际统一的数值制度，按优先数系形成系列，可使风管直径走上系列化，标准化轨道。用优先数系进行系列设计，便于分析参数间的关系，减少设计计算工作量。可用较少的品种，规格来满足较宽范围的需要，便于协调各部门、各专业之间的配合，对于热风管道而言，这样既便于与国际接轨，又便于与管道有关的阀门、膨胀节、弯头和支座设计的标准化。

60

表1 风管标准直径及推荐的法兰尺寸
风管直径
螺栓孔所在圆直 径
法兰扁钢
联接螺孔
风管直径
螺栓孔所在圆
法兰扁钢
联接螺孔
风管直径
螺栓孔所在圆
法兰扁钢
联接螺孔
宽
厚
数量
直径
宽
厚
数量
直径
宽
厚
数量
直径
D
K
e
δ
n
d
D
K
e
δ
n
d
D
K
e
δ
n
d
mm
mm
mm
mm

mm
mm
mm
mm
mm

mm
mm
mm
mm
mm

Mm
100
145
40
6
4
14.5
1500
1570
65
10
36
24
4250
4320
65
12
84
24
200
245
40
6
8
14.5
1600
1670
65
10
40
24
4500
4570
65
12
92
24
250
305
50
8
12
18.5
1700
1770
65
10
40
24
4750
4820
65
12
96
24
315
370
50
8
12
18.5
1800
1870
65
10
44
24
5000
5070
65
12
100
24
355
410
50
8
12
18.5
1900
1970
65
10
44
24
5300
5370
65
12
108
24
400
455
50
8
16
18.5
2000
2070
65
10
48
24
5600
5670
65
12
112
24
450
505
50
8
16
18.5
2120
2190
65
10
48
24
6000

500
555
50
8
20
18.5
2240
2310
65
12
48
24

560
615
50
10
20
18.5
2360
2430
65
12
48
24

630
685
50
10
20
18.5
2500
2570
65
12
52
24

710
765
50
10
24
18.5
2650
2720
65
12
56
24

800
870
65
10
24
24
2800
2870
65
12
60
24

900
970
65
10
24
24
3000
3070
65
12
60
24

1000
1070
65

28
24
3150
3220
65
12
64
24

1120
1190
65
10
28
24
3350
3420
65
12
68
24

1250
1320
65
10
32
24
3550
3620
65
12
72
24

1320
1390
65
10
32
24
3750
3820
65
12
76
24

1400
1470
65
10
36
24
4000
4070
65
12
80
24

表2 热风管道及收尘风管壁厚
管径Dmm
100~630
710~1000
1120~1700
1800~2650
2800~5600
最小壁厚δmm
3
4
5
6
8

1.5 管道钢板厚度及法兰的确定
1.5.1 管道钢板厚度见表2
管壁应有合理的厚度，管壁过薄刚度差，难以保持管道应有的园形断面，管壁太厚又增加了管道的重量,增加了投资。表2所列为一般情况下风管钢板厚度。当熟料和矿渣粉尘的气体，风速大于15m/s时和粉尘浓度高的废气，对管道磨蚀性大，风管壁厚应适当增大。还要充分考虑弯头更易磨损的问题。
1.5.2 风管上的附属件
1.5.2.1 法兰：风管两端的法兰应与相邻设备的法兰螺栓孔直径、数量一致，当园形风管之间用法兰联接时，风管法兰尺寸见表1。
1.5.2.2 风管端部的法兰应活套，以便于安装。在安装现场与设备法兰联接后再焊接。
1.5.2.3 由于施工的误差，实际需要风管的长度与理论计算有误差，为便于安装，每条风管制造时长度应留有余量，余留长度可参考表3。

表3 单位：mm
管 长
1000~＜1500
1500~≤2500
＞2500
余留长度
+50
+100
+150

1.5.2.4 为保证风管园形断面的刚度，外表面上应断续焊接加固圈，一般加固圈用宽50~70mm，厚5~8mm的扁钢制成，加固圈间距约3000mm，在荷载较大的支座两侧，也应焊加固圈。活动支座附近的加固圈不应妨碍风管的轴向膨胀。
1.5.2.5 热风管道体积大，重量轻，为节省运费，宜在现场制造，若在机械厂制造，应考虑便于运输，长管道要适当分成几段。

2 风管阻力计算
根据风量，风速和不同的工况条件，确定了管径，并在工艺布置图上布置了管道后，为了实现工艺目的，要合理选择风机，风机是增压设备，设置在管网中，它的压头用以克服各种阻力，同时也是气体在管道中流动的动力。
在管道同一断面上，气体的全压Tp，为静压Sp与动压Vp之和，即Tp=Sp+Vp。
在风管不同断面，由于气流与管壁之间的摩擦，造成压力损失（摩擦阻力），气流通过设备、管道弯头、三通等局部构件，形成压力损失（局部阻力）所以静压是变化的。由于管道断面改变，支管汇合，气体温度、压力、化学成份及含尘浓度的变化，使其流速和密度变化，所以动压也是变化的。由于动压和静压的改变，使各点的全压也不同，管道中的全压沿气体流动方向，由前至后逐渐减小。
为正确选择风机来提高系统中的压力，使工艺过程顺利进行，应对管道阻力进行计算。

2.1 例1：有一台风机从管径Φ1m，垂直长20m的钢制风管端部，由大气中吸入空气，管中风速18m/s，中间有一个90°弯头，再经水平长40m的风管和一个90°弯头进入风机，流程如图1所示，求风机所需风压。
风管入口处的全压Tp，除动压Vp外，进口还要增加一些压力损失，按进口形状不同而定，如为喇叭口，查表，阻力系数ξ1=0.15。
故1点的全压 TP1= -（1+0.15）Vp
2点的阻力为1点阻力加L1管段长度乘风管的阻力系数。阻力系数可查有关图表得到。这里再介绍一个由公式计算阻力系数的方法。

图1.管道系统阻力图
管道摩擦系数，可按Colebvock公式计算，即

式中：
λ—摩擦系数
D—当量管径，园管时即为直径（m）
K—管道内壁的绝对粗糙度
Re—风管中气体的雷诺数
摩擦系数λ为稳定函数，必须反复试算才能求解，在工程中应用不便，对于钢制热风管道我们可以用一个形式简单，结果很接近的公式计算：
ξ=0.0175D-1.21V-0.075 (6)
式中：
ξ—阻力系数
D—管径，m
V—管内风速，m/s
用公式（6）算出本系统风管的阻力系数
ξ=0.0175×1-1.21×18-0.075=0.014
2点的全压
Tp2=-（1+0.15+L1×ξ）Vp=-（1+0.15+20×0.014）Vp
=-（1+0.15+0.28）Vp
3点全压 查表90°弯头阻力系数ξ=0.27
Tp3=-（1+0.15+0.28+0.27）Vp
4点全压
Tp4= -（1+0.5+0.28+0.27+L2×ξ）Vp
= -（1+0.5+0.28+0.27+40×0.014）Vp
= -（1+0.5+0.28+0.27+0.56）Vp
5点（风机进口）在4点基础上增加一个90°弯头阻力系数
Tp5=-（1+0.15+0.28+0.27+0.56+0.27）Vp=2.53Vp
气体动压

Vp= （7）
式中：
Vp—气体动压，Pa
γ—气体密度，kg/m3
V—气体流速，m/s
本系统中
空气γ=1.2kg/m3
V=18m/s
Vp=
风机风压不小于TP5，即
TP5=2.53×194.4=492Pa
故风机风压不应小于492Pa。

2.2 例2：某水泥厂窑尾生料磨及废气处理热风管道阻力计算，其工艺流程见图2。
设窑尾排风机出口负压为-490Pa。
2.2.1 计算1～2段，即窑尾风机出口至增湿塔入口风管这段的阻力，在工艺布置图中，这个管段无直管道，故直管摩擦阻力为零。该管段只有两个曲率半径R=2D的45°弯头和一个分向两台生料磨去的三通风管，两个45°弯头的局部阻力损失与一个90°弯头相同，查表为0.271Vp。
因为气体在三通弯头内各断面流速变化不大，故三通阻力损失为零。
在实际生产中，生料磨有时开一台，停一台，这时风管中速风就有很大差异，但在大多数情况下都是两台磨同时开，这里仅就两台磨机同时运转的情况进行计算，据（7）式，风管中气体动压。

Vp=
式中，风速设计所取常温V=18m/s，窑尾废气温度较高，风速可适当提高，这里确定管径为Φ2m，经核算风速为V=21.3m/s，气体密度ν（kg/m3）与风管中的气体成份有关，设预热器出来的废气成份为：
O2 N2 CO2 H2O
7% 60% 28% 5%
由气体成份计算出0℃，标准大气压时气体密度。
γ0=1.428×0.07+1.249×0.60+1.963×0.28+0.802×0.05
=1.47kg/Nm3
风管中废气含尘浓度不超过80g/m3，在工程计算中占比例很小，可忽略不计。气体密度换算成工况温度t℃时的密度γ。(该点工况温度t=350oC)

γ=
=0.644kg/Nm3
风管内动压

Vp=

图2.某水泥厂窑尾生料磨及废气处理流程图
∴1~2段内阻力为：
0.271×146=40Pa
2点负压为-（490+40）= -530Pa
2.2.2 计算2~3管段
本管段有一个（R/D=2）的45°弯头 查表 阻为损失为0.14V p
另有一个（R/D=0.5）的135°弯头
直管段长25m，管径Φ2m，风速22m/s
阻力系数据公式（6）
λ=0.0175×2-1.21×22=0.06
摩擦损失为25m×0.06Vp=0.15Vp
三通各截面风速相差在10%以内，工程计算中按阻力损失为零考虑。总阻力为（0.14+1.6+0.15）Vp=1.89Vp
△P=1.89×146=-294Pa
这样3点处负压为-824Pa
2.2.3 计算3~4管段
有一个45°弯头，阻力0.14Vp
直管段长20m，Ф1.4m，风速22m/s，查表可得阻力系数λ=0.09
故直管段阻力为20×0.009Vp=0.18Vp
三通阻力0.04Vp（拐弯比较大）
∴△P=（0.14+0.18+0.04）Vp=0.36Vp=52.6Pa
这样4点负压为-882Pa
2.2.4 计算3~5段
有两个45°弯头，相当于一个90°弯头，阻力0.27Vp
三通在以几乎不拐弯，阻力为零
直管段长20m，阻力20×0.009Vp=0.18Vp
△P=（0.27+0.18）Vp=0.45Vp=66Pa
这样5点负压为，-890Pa
2.2.5 第6、7点负压
根据设备提供的阻力（磨机阻力约250mmH2O，为2463Pa），考虑垂直管段的阻。
这样6点负压为-3384Pa
根据设备提供的粗粉分离器阻力约150mmH2O，为1472Pa
这样7点负压为-4850Pa
2.2.6 计算7~8段
本段直管段长6m，管径=1.5m，有一个90°弯头
由于设备提供的漏风系数比较大，是按不利情况提供的，考虑到正常时风量会小些，又有水平管段，因此这里计算风速可高于18m/s，按计算风速22m/s计。
通过气体量99400Nm3/h。
应作温度、压力校正、温度90℃，压力-4850Pa
工况风量
g =
=27.61×1.396
=38.56m3/s
管径1.5m
校正后风速22m/s
7~8段由于有大量漏风，气体组成的成份弯了，经计算标况下的气体密度变了，结果为1.35kg/Nm3。
折合成工况下的气体密度为

1.35×

这里由于气体含尘浓度高（250g/Nm3），还应考虑含尘浓度对密度的影响，最后气体工况下的实际密度为：
γ=（1.35+0.25）×
=1.15kg/m3
动压为：
Vp=
管线长度阻力为：
6m×0.0084=0.0504Vp
△P=（0.0504+0.27）Vp=0.32Vp
=90Pa
8点负压为-4940Pa
2.2.7 9点负压：考虑到旋风收尘器的阻力损失（约80mmH2O）
9点负压为-5729Pa
2.2.8 计算9~10管段
本管段长4m,一个90°弯头，一个三通压力损失按零考虑。
考虑旋风收尘器漏风后，风量为11.62Nm3/h，管径增大至Φ1.6m，
风速22m/s。
本段阻力为
△P=（4×0.006+0.27）Vp=0.306Vp
出旋风收尘器后，粉尘浓度60g/Nm3
气体密度
γ=（1.35+0.060）×
动压
Vp=
△P=0.306×244=75Pa
10点负压力-5804Pa
2.2.9 计算11~12段
直管段长14m，管径Φ1.6m，风速22m/s，有一个45°弯头，三通损失忽略不计。

△P=[14×0.001+]Vp=0.26Vp

下面作气体重度校正，由于11点在磨尾风机出口，风压与大气压基本一致，故压力校正可忽略不计，风机出口气体温度80℃。
气体密度

γ=（1.35+0.06）×
动压
Vp=
阻力 △P=0.26×264=69Pa
由磨尾风机增压后，风机出口11点负压为-62Pa
12点负压-131Pa
2.2.10 计算12~13段
直径段长30m，管径Φ2240mm，风速22m/s，一个90°，小曲率半径的弯头。
阻力系数1.05和一个45°，R=2d弯头。
阻力 △P=（30×0.0055+1.05+）Vp=1.35Vp
=1.35×244=329Pa
13点负压-460Pa
2.2.11 电收尘器后面排风机的选择
电收尘器阻力20~25mmH2O（196~245Pa）
考虑电收尘器前后风管及汇风箱的阻力
电收尘器后面排风机按风压150mmH2O（1472Pa）即可

2.2.12 分析和说明
A、在实际操作中，有时会停开一台生料磨，只有一台磨利用废气余热，剩余的废气经增湿塔进汇风箱。另一种情况两台生料磨全停，全部废气经增湿塔进汇风箱。这两种情况也应按上述方法进行阻力计算，使系统达到平衡。为节省篇幅，在此省略，本文只讨论两磨同时操作这一情况。
B、在本计算中1#生料磨系统的运算省略了，只列出结果，即1#磨尾风机出口A点负压（-58Pa），气体可通过A、B管段流向B点（-131Pa）。
C、由以上计算看，磨机到汇风箱入口13点的负压（-460Pa）比窑尾高温风机出口1点负压（-490Pa）略小，实际生产中工况风量、风压也是在变化的，可通过调节风机入口阀门等措施，达到平衡。
D、在D点设置阀门没有必要，可以取消。

3 风管热损失计算
3.1 已知
管径 D=10＇=3.048m
管长 L=165Ft=50.3m
管内气体温度 T1=320°F=160℃
管内平均温度 T=160°F=74℃
室外空气温度 T2=10°F=-12℃
管内气体重量流量G=151.39lb/Ft2•min=690kg/m2•min

3.2 基本计算
3.2.1 风管园周长 31.41Ft=9.57376m
3.2.2 风管总表面积 Ao=5184Ft2=481m2
3.2.3 风管内风速

3.2.4 管内体积流量 V=145000NFt3/min
3.3 在一般无相对流换热过程中，根据热传导公式，总传热量Q为
Q=μoAo△T （8）
式中：
μo—传热系数，为对流、导热、辐射总传热系数
Ao—传热面积
△T—管道内外气体温差

3.4 适用于园筒形热风管道，根据下列公式求导µ0

（9）

内壁对流系数 + 管道壁金属热使导系数 + 外壁对流，辐射使导系数
式中：
Do—风管外径
Di—风管内径
Dc—风管平均直径
hi—管内壁换热系数
Xw—风管金属壁厚
Kw—风管金属导热系数
ho—风管外壁对流，辐射总传热系数
μo—反映了热量由风管内热气体传给风管内壁及热量以热传导方式由内壁传向外壁和热量由风管外壁以对流和辐射方式传给管外冷空气的总传热系数。

3.5 计算管内热气体与管内壁的对流换热系数hi
在计算过程中还要用到反映对流强度的努谢尔特准则，即
Nu=0.023 （10）
式中：
D—管径
L—管长
Re—雷诺数
Re最反映粘性液体受迫流动状态的，根据雷诺准则

Re= （11）

在管内气体温度320°F时
管内气体粘度查表为：

管径D=10＇
重量流量G=151.39lb/Ft2﹒min

Re=

Pr是反映流体物性的系数，是影响热边界层状况的物性综合量，根据普郎特准则：普朗特数：
Pr= （12）
式中：
Cp—气体的定压比热
μ—气体的运动粘度
γ—气体的重度
k—气体的导热系数
Pr=

对于管长L小于50D的短管，应考虑短管校正系数

式中还有一个热流方向影响的修正项，即

其中：
μ——热气体的动力粘度
μw——管壁温度下的流体动力粘度
将已知代入公式（10）

Nu=0.023
=5332

3.6 根据努谢尔特准则，管内壁换系数hi

hi=Nu （13）

式中：λ——流体的导热系数

hi=5332×

3.7 下面求管壁向管外的总传热系数ho
ho=h+hr （14）
式中：
h——管外壁向外界对流导热系数
hr——管外壁向外界对辐射传热系数
3.7.1 求管外壁对流导热系数h
对于管外绕流，根据努谢尔特准则有

（15）
式中：
μf ——外界空气粘度
Rf ——外界空气对流传热系数
——努谢尔特数
——普朗特数
——雷诺数

设管外空气风速为1700Ft/min（即8.636m/s）
此时，Re=2199000
μf=1.262×10-5lb/Ft﹒S
k f=0.015Btu﹒hr/Ft﹒°F
管内气体温度320°F
靠近管壁面，大气温度87.5°F
大气温度10°F
在公式（7）中：

据此求得：
h=0.0254Btu/Ft2﹒°F﹒min
3.7.2 下面再计算管外壁向外界的热辐射传热系数，设管外壁温度100°F，换算成绝对温度T1=560°A，外界大气绝对温度T2=470°A。

hr=0.173 (8)

将T1，T2代入得：
hr=0.0159Btu/Ft2﹒°F﹒min
将h、h r代入（6）式得：
管壁向管外的总传热系数
ho≈0.0254+0.0159=0.0413Btu/Ft2﹒°F﹒min
考虑到风管管壁很薄
Do≈Di≈Dc

3.8 将计算及查表所得结果代入（2）式

Xw——风管管壁厚度
Xw=0.02083Ft（≈6mm）
kw——风管金属热传导系数
kw =26Btu/h﹒Ft﹒°F

算出μo=0.026 Btu/h﹒Ft2﹒°F﹒min

3.9 将结果代入（1）式，计算出10＇×165＇（=ф3×50m）没有保温层的风管总散热量
Q=0.026×5184×（320-10）= 41700Btu/min

3.10 风管进口至出口的热风温差可用下式求得

△T= （9）

C——管内气体比热
C=0.021Btu/Ft3

△T= =14°F(≈8℃)

计算结果表明，在没设保温层时，50m长Φ3m的热风管道，降温8℃。
如果管径小一些，管道长一些，用以上方法计算，进出口温度降低显著得多，我们曾计算过一条没有保温层的热风管道，风温350℃，管长100m，降温达50℃。
在干法预分解窑系统，一些管道是将废热通往生料磨或煤磨系统进行余热利用，若管道热损失大，降低了余热利用效率。因此应对管道进行保温。金属的热阻小，一般Wx/kw =0.051，保温材料热阻大，例如对于超细玻璃棉，Wx/kw=400，通过类似以上的计算，增加保温层，管道热损失可大大降低。一般说来合理设计保温层的热风管道，温降是没有保温层的1/10。例如一条管道，没保温层时，管道降温50℃，有保温层时，只降5℃。
保温层还用于防止结露的管道上，例如烘干机至收尘器的管道。有些废气余热不再利用，温度又高于露点。例如篦冷机至窑头收尘器和收尘器出口的风管，不敷设保温层。
一些温度较高，废热也不利用的管道。例如冷却机至窑头电收尘器管道，我们还希望在这一管段散发一些热量，因为废热不仅不需要利用，而且废气降温后可以保护窑头电收尘器不被高温损坏，提高收尘效率。所以正确设计的这一管段，应不敷设保温层，但在穿过柚板时，为防止烫伤。在人经过的地方，应设置保温层防烫或加防烫围栏。

4 热风管道的布置
热风管道在水泥工厂设计中是很重要的一个环节。把管道布置好，有利于正常生产和节省能源。下面就管道布置应注意的问题做介绍。

4.1 车间工艺布置中应对设备和管道统一考虑，要有全局观念，切忌先布置设备，最后再联接管道。

4.2 总图布置中各车间的关系，除考虑工艺流程合理、检修，尽量少穿过道路等问题外，也应考虑到风管短 ，车间之间尽量紧凑。这样不仅可以节省风管所用材料，而且可以减小气流阻力，减少电耗。由于车间距离近，还可以节约电缆、水管等原材料，降低工厂投资。
例如某国家Cope水泥厂建在沙漠中，土地不值钱，为要求车间之间要有良好的通路，厂区面积比同等规模的Majave水泥厂面积大一倍，不仅热风管道长了很多，多消耗了大量钢材，由于电缆线路长了，Majave只花900万美元，Cope厂却花了1900万元，可见车间之间在布置合理的情况下应力求紧凑。

4.3 风管交汇点的设计注意事项
这里首先要了解气体的粘滞性，管道内气体流动的性质，粉尘在管内的分布情况。
4.3.1 粘滞性
气体在流动过程中，在两相邻气流层之间的接触面上，存在着切向作用力。它是由分子间的热引力和分子不规则的热运动，交换动量引起的，这种力我们称为内摩擦力，它导致气体具有粘滞性。
当温度升高时，虽然分子间吸引力减小，但热运动增大，故其粘性系数仍然增大。
4.3.2 管道内气体流动的性质
4.3.2.1 层流：气体在管内流动时，气体各层之间相互滑动而不混合，这种流动称为层流，这时断面上流速分布为抛物线形。如图3（a）所示。

图3 层流与紊流
4.3.2.2 紊流：管内气流增加到某一速度后，流层被破坏，呈紊乱状态，称为紊流，这时断面上流速分布为指数曲线。如图3（b）所示。
4.3.2.3 临界流速：层流与紊流的分界点为临界流速。标准状态下的空气，临界流速如表所示。由表示可见水泥工厂的风管中气体均为紊流状态。

表4 空气在管道内的临界流速
管径mm
750
1500
3000
6000
临界流速m/s
0.6
0.3
0.15
0.075

4.3.2.4 由图3（b）可知，即使在紊流状态下，由于气体有粘滞性，管壁附近也存在一层很薄的边界层，在此边界层内由于管壁的影响，其流动仍保持为层流，管壁处的流速为零。
4.3.2.5 水平和倾斜布置的风管内，含尘气体中的粉尘，有一部分由于粉尘粒的自重、扩散、截留、惯性、静电等效应、沉积到风管的底部。
A、重力沉降效应：取决于尘粒的大小、密度和流速，通常用无因次的沉降参数G来表示，尘粒直径大、密度大、气流速度小时，重力沉降效应明显。
B、惯性碰撞效应：在紊流中气流运动的前方遇到障碍，流线产生偏折，由于尘粒的惯性作用，仍向前作直线运行，于是偏离流线，而碰到风管壁上。
C、截流效应：尘粒随流线运动。但由于尘粒的半径小于流线到风管内壁的距离，因而与内壁相碰。
D、扩散效应：尘粒作布朗运动的扩散过程与风管壁相碰。
E、静电引力：尘粒因摩擦生电及尘粒与风管分子之间产生吸引力使粉尘与管壁相碰。
4.3.2.5 风管交汇：由以上分析可知粉尘经常沉降在管道的底部，这一点设计者应时刻牢记。因此下部联接风机或阀门的风管与另一根风管连接时，交汇点应最好在顶部（图4、b所示），也可以设置在风管中心线处（图4、c所示），而不能设置在底部（图4、a所示）。在底部汇合，管底的积灰将顺流而下，堵塞风机和阀门。

4.4 管道三通点的设计
由于气流在三通处产生涡流，所以一般有粉尘沉降在风管底部，如图5所示。设计中应尽量避免采用这种垂直三通的方案。当无法避免时，应提高三通处的风速，宜提高至≥30m/s。

图5 管道三通断面

4.5 风管的弯头

（a） （b）

图6 风管的弯头
风管弯头处各断面流速均不相同，其变化情况如图6（a）所示。图6（b）为运行中90°弯头断面情况，粉尘在拐弯的底部呈斜坡状沉积，当沉积粉尘的表壳被管内紊流的气体搅破时，会带来阵发性，雪崩似的飞扬。在这里局部风速过高，阻力增大，磨蚀性较高的粉尘，易将管壁磨漏。因此工艺布置中应尽量减少弯头数量，尽量避免风管急转弯。
4.6 风管倾斜角度

图7 倾斜管道中粉尘受力情况

图8 窑尾废气倾斜角度

风管要优先倾斜布置，使在风管底部存积的粉尘，在重力作用下自动向下滑动，使管内不存灰，减轻了风管的荷载，节省风管及土建的设计费用。倾斜角过大，又增加了风管的高度和长度，使基建费用增加。因此设计中应选取合理的倾斜角度。
首先我们分析粉尘下滑方向与管内气流方向相反的情况(即逆流，如图7、a）尘粒自重G分解成一个对风管内壁的正压力Gr=G×cosα1和与气流方向相反的下滑力Gb=G×sinα1气流对尘粒的正压力为F，则粉尘向下滑动的合力为P=Gb×sinα1-F。
由于气体的粘滞性，风管内壁附近风速不同，壁面处风速为零，越远离壁面风速越高，这些力作用在尘粒上，形成一个向上翻滚的转矩，使尘粒向上滚动。
为了克服气流将尘粒向上吹的F力，和向上的滚动，气流向上走的管道应陡一些，高温风机通向增湿塔和生料磨的风管倾斜角度宜为55°(见图8)。
下面再分析粉尘下滑与气流流向相同的情况（即顺流，如图7、b），粉尘向下滑动的合力为P= Gb×sinα2+F，风力形成向下翻滚的转矩，使尘粒向下滚动。由于气流将尘粒向下吹，并且尘粒向下滚动，所以气流向下走的管道倾斜角度可缓一些。窑尾废气管道倾斜角度宜为35°(见图8)。
窑头篦冷机至电收尘器的风管，因为其粉尘是煅烧后的熟料细粒为球形，比重大，颗粒比较粗，不易滞留于管道内，其上升气流管与水平夹角宜为45°，向下顺流风管与水平夹角宜为30°。
煤粉制备的含煤粉的风管为避免积灰引起燃烧和爆炸应更陡一些，上升管道与水平夹角宜为70°~60°，向下顺流管道与水平夹角宜为45°。

图9 电收尘器入口风管布置

4.7 至电收尘器入口的风管、电收尘器进口前宜有一段直管段，便于进电收尘
器的气流在电收尘器中气流分布均匀。工艺布置难以实现时，应在进口风管内加导流板，使气体分布均匀。
窑尾电收尘器，由增湿塔和生料磨来的两路风，应混合均匀后再入电收尘器，一种办法是在电收尘器前加汇风箱，另一种办法是将两种气体提前汇合，让它们有一段共同行进的风管，以便混和均匀（如图9、a）。在电收尘器入口处才将两种气体汇合，进电收尘器前两种气体来不及混合均匀，降低了电收尘器的收尘效率是不正确的（如图9、b）。

4.8 两风管汇合时，分叉管方向应一致，图10、a的布置正确。两汇合风方向相反时，如图10、b的布置不正确。

a、正