塔式鋅精餾爐熱工診斷與節(jié)能分析

曾平生, 黃正宗, 鄭關(guān)平, 李澤方, 陳 錄, 閆紅杰, 劉 柳

(1.中南大學(xué) 冶金與環(huán)境學(xué)院, 湖南 長(zhǎng)沙 410083;2.深圳市中金嶺南有色金屬股份有限公司 韶關(guān)冶煉廠, 廣東 韶關(guān) 512024;3.中南大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院, 湖南 長(zhǎng)沙 410083)

作為火法煉鋅工藝的關(guān)鍵設(shè)備,塔式鋅精餾爐主要根據(jù)金屬沸點(diǎn)不同,運(yùn)用連續(xù)分餾原理將雜質(zhì)金屬(主要是鉛、鐵、鎘等)分離,以獲得精鋅或1 ～3級(jí)鋅,具有產(chǎn)鋅純度高、原料適應(yīng)性強(qiáng)、可同時(shí)富集其他金屬的優(yōu)勢(shì),主要應(yīng)用于我國(guó)的韶關(guān)冶煉廠、葫蘆島鋅廠等企業(yè)[1]。

為應(yīng)對(duì)我國(guó)能源低速增長(zhǎng)、產(chǎn)能過(guò)剩、優(yōu)質(zhì)能源增長(zhǎng)受阻等問(wèn)題,天然氣作為一種具有極大發(fā)展?jié)摿Φ那鍧嵞茉粗饾u被廣泛應(yīng)用。 然而,隨著鉛鋅冶煉廠“煤改氣”工程的實(shí)施,天然氣替換煤氣成為新燃料,火法煉鋅工藝的關(guān)鍵設(shè)備塔式鋅精餾爐在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)了高熱值燃料與原生燃燒系統(tǒng)不匹配的問(wèn)題,主要表現(xiàn)在爐膛溫度分布不均、天然氣燃燒不完全以及系統(tǒng)熱效率低等方面[2-3]。 因此,針對(duì)鉛鋅冶煉廠中塔式鋅精餾爐進(jìn)行熱工診斷與節(jié)能改造尤為重要。

冶金爐窯熱平衡指在一定時(shí)間內(nèi)爐子熱量收入和熱量支出在數(shù)量上的平衡關(guān)系,表示冶金爐窯熱量收支的統(tǒng)計(jì)計(jì)算與診斷分析[4]。 通過(guò)熱工綜合測(cè)試與診斷分析,能夠從數(shù)據(jù)上直觀得到當(dāng)前冶金爐的運(yùn)行狀況與存在問(wèn)題,進(jìn)而提出針對(duì)性改造措施。 目前,關(guān)于塔式鋅精餾爐的相關(guān)研究較為豐富[5-10],而針對(duì)鋅精餾爐的熱工測(cè)試研究則較少。蔡軍林[11]采用熱電偶和測(cè)溫儀對(duì)塔式鋅精餾爐內(nèi)煤氣的燃燒狀況進(jìn)行熱工測(cè)試,發(fā)現(xiàn)燃燒室內(nèi)煙氣溫度存在一定的不均勻性,溫度從上至下呈現(xiàn)遞減的趨勢(shì)。 巫輝明[12]對(duì)塔式鋅精餾爐的舊煙道系統(tǒng)進(jìn)行熱工測(cè)試,指出目前煙道系統(tǒng)難以滿足增加產(chǎn)量的要求,并提出阻力更小的煙道改造優(yōu)化方案。張全等[13]針對(duì)不同厚度ZnO 結(jié)瘤層的塔盤(pán)進(jìn)行熱工綜合測(cè)試,發(fā)現(xiàn)隨著ZnO 結(jié)瘤層厚度的增加,傳入塔盤(pán)內(nèi)的熱量急劇減少,這將影響塔式鋅精餾爐的產(chǎn)能。

受限于早期熱工測(cè)試儀器的發(fā)展水平,上述研究中熱工測(cè)試難以全面獲取塔式鋅精餾爐的運(yùn)行信息,并且目前關(guān)于塔式鋅精餾爐的相關(guān)熱工測(cè)試研究較少。 因此,本文以韶關(guān)冶煉廠現(xiàn)有塔式鋅精餾爐為研究對(duì)象,針對(duì)以天然氣作為燃料的鋅精餾爐進(jìn)行熱工綜合測(cè)試,通過(guò)獲取鋅精餾爐在正常生產(chǎn)條件下的各項(xiàng)熱工參數(shù),了解該爐的能流分布狀況,挖掘其節(jié)能減排潛力并提出相應(yīng)的節(jié)能技術(shù)改造建議,進(jìn)一步優(yōu)化熱工操作參數(shù)及制度。

1 熱工綜合測(cè)試

1.1 工藝流程

圖1 為火法煉鋅工藝中塔式鋅精餾爐的生產(chǎn)流程示意圖。 鋅精餾爐的最小組合單元為三塔式,即2 座鉛塔配備1 座鎘塔,此外,可根據(jù)無(wú)鎘鋅量配備無(wú)鎘鋅塔(又稱(chēng)B#塔),以減少鎘塔負(fù)荷。 粗鋅物料(塊狀或液態(tài))由起重機(jī)加入熔化爐中,熔化后的粗鋅液經(jīng)加料管導(dǎo)入鉛塔塔盤(pán)。 燃燒室內(nèi)由燃?xì)夤艿垒斔偷奶烊粴馀c經(jīng)換熱室預(yù)熱后的高溫空氣快速混合燃燒,釋放大量熱量,進(jìn)而向塔盤(pán)傳熱;蒸發(fā)盤(pán)內(nèi)的粗鋅液受熱蒸發(fā),低沸點(diǎn)的高鎘鋅蒸氣上升經(jīng)過(guò)回流盤(pán)進(jìn)入冷凝器,冷凝后的高鎘鋅液由加料管導(dǎo)入鎘塔塔盤(pán),進(jìn)行相似的分餾過(guò)程,獲取精鋅并同時(shí)富集鎘金屬。 高沸點(diǎn)的粗鉛、硬鋅、B#鋅等液態(tài)混合物下降并通過(guò)下延部進(jìn)入精煉爐,降溫分層后可分別獲得粗鉛、硬鋅、鋅渣以及B#鋅。 天然氣燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔庠趽Q熱室內(nèi)預(yù)熱吸入的空氣后排出,匯集至總煙道內(nèi),并流向余熱鍋爐進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)余熱利用,最終經(jīng)收塵排向大氣。 鉛塔、鎘塔和B#塔結(jié)構(gòu)相似,僅處理物料以及分餾產(chǎn)物略有不同。

圖1 塔式鋅精餾爐生產(chǎn)流程示意圖Fig.1 Schematic diagram of the production process of the tower-type zinc refining furnace

塔式鋅精餾爐B#塔的結(jié)構(gòu)如圖2 所示。 由圖2可知,塔盤(pán)在豎直方向上堆疊布置,主要可分為蒸發(fā)盤(pán)與回流盤(pán)。 以燃燒室頂部的壓密磚為分界線,燃燒室內(nèi)部基本布置為蒸發(fā)盤(pán),回流盤(pán)則位于壓密磚上部。 在生產(chǎn)過(guò)程中,燃燒室內(nèi)天然氣燃燒加熱塔盤(pán),蒸發(fā)盤(pán)內(nèi)鋅液受熱蒸發(fā),所形成的精鋅蒸氣上升進(jìn)入回流盤(pán)。 在回流盤(pán)的外部散熱條件下,部分精鋅蒸氣液化返回蒸發(fā)盤(pán)并再次蒸發(fā),從而達(dá)到多次提純的目的。 其中,燃燒室內(nèi)高溫?zé)煔夂驼舭l(fā)盤(pán)壁面的溫度分布與鋅液的蒸發(fā)效率密切相關(guān),回流盤(pán)的散熱條件則對(duì)分餾產(chǎn)品的產(chǎn)量與質(zhì)量具有極大影響。 因此,合理優(yōu)化蒸發(fā)盤(pán)的受熱條件和回流盤(pán)的散熱條件將是鋅精餾爐增產(chǎn)降耗與節(jié)能減排的重要手段。

圖2 塔式鋅精餾爐(B#塔)結(jié)構(gòu)示意圖[1]Fig.2 Schematic diagram of the tower type zinc refining furnace (B# tower)[1]

1.2 測(cè)定范圍

由于鉛塔、鎘塔和B#塔結(jié)構(gòu)相似,分餾原理相同,僅處理物料與產(chǎn)品有差異。 因此,綜合各塔的平穩(wěn)運(yùn)行情況,選取B#塔為測(cè)試對(duì)象,以燃燒室與換熱室為熱平衡體系,主要分為2 部分:①?gòu)募恿瞎艿娜霠t物料B#鋅到塔盤(pán)頂部出口的精鋅和下延部出口的粗鉛、硬鋅、B#鋅為止;②從入爐天然氣、空氣至底部煙道出口的煙氣為止。

1.3 測(cè)定基準(zhǔn)

鋅精餾爐的測(cè)定基準(zhǔn)包括基準(zhǔn)溫度、基準(zhǔn)壓力和測(cè)定周期等。

1)基準(zhǔn)溫度采用標(biāo)準(zhǔn)溫度,即20 ℃。

2)基準(zhǔn)壓力為1 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,即101 325 Pa。

3)熱平衡計(jì)算單位采用MJ/h。

4)溫度、壓力、流量、煙氣成分等物理參數(shù)的測(cè)定必須在爐況相對(duì)穩(wěn)定,各生產(chǎn)參數(shù)無(wú)明顯波動(dòng),無(wú)設(shè)備故障時(shí)同步進(jìn)行。

5)測(cè)定周期為1 周,測(cè)定單元為1 個(gè)工班,每個(gè)工班為8 h。

1.4 測(cè)量?jī)x器

所有測(cè)試用的儀器、儀表和計(jì)量裝置在檢修期內(nèi),并且所有大型儀器設(shè)備測(cè)試前送回廠家或在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了標(biāo)定。 測(cè)試儀器儀表見(jiàn)表1。

表1 熱工綜合測(cè)試儀器儀表Table 1 Instruments for the comprehensive thermal test

1.5 熱工計(jì)算

塔式鋅精餾爐的熱工綜合測(cè)試以測(cè)試數(shù)據(jù)為主,主控室數(shù)據(jù)為輔,當(dāng)無(wú)法獲得測(cè)試數(shù)據(jù)時(shí),使用主控室鋅精餾爐平穩(wěn)運(yùn)行時(shí)的記錄數(shù)據(jù)。 有色金屬行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《重有色冶金爐窯熱平衡測(cè)定與計(jì)算方法(塔式鋅精餾爐)》(YS/T 118.12—1992)提供了以煤氣為燃料的塔式鋅精餾爐熱平衡計(jì)算方法,本文結(jié)合此次熱工綜合測(cè)試的鋅精餾爐實(shí)際運(yùn)行情況,基于該行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算了以天然氣為燃料的塔式鋅精餾爐能量收支情況。 因此,當(dāng)燃料改為天然氣時(shí),塔式鋅精餾爐B#塔的熱量收支情況如表2 所示。

表2 塔式鋅精餾爐B#塔熱平衡表Table 2 Heat balance of tower B#of tower-type zinc refining furnace

由表2 可知,鋅精餾爐熱量總收入比熱量總支出多266.62 MJ/h,占熱量總收入的3.57%,所測(cè)數(shù)據(jù)誤差滿足工程誤差要求。 誤差主要來(lái)源于溫度的測(cè)量誤差、經(jīng)驗(yàn)參數(shù)的取值誤差以及鋅精餾爐表面散熱損失被低估等。

結(jié)合表2 中的熱工測(cè)試結(jié)果,塔式鋅精餾爐熱效率的計(jì)算見(jiàn)式(1)。

式中:Qeff為鋅精餾爐的有效熱,MJ/h;Qin為鋅精餾爐的總熱收入,MJ/h;Q1、Q2、Q3、Q4以及Q′1、Q′2、Q′3的含義及取值如表2 所示。 代入相關(guān)數(shù)值可得:

Nlx=52.79%。

根據(jù)綜合計(jì)算結(jié)果,繪制塔式鋅精餾爐的熱流圖,如圖3 所示。

由圖3 可知,在精餾爐的收入熱量中,天然氣的燃燒熱占據(jù)主導(dǎo)地位,而在其支出熱量中,出爐煙氣帶走的熱量高達(dá)32.25%,導(dǎo)致了鋅精餾爐較大的熱損失,節(jié)能改造可考慮減小煙氣量或強(qiáng)化煙氣的余熱利用。 此外,B#鋅、硬鋅和鋅渣等帶走熱和回流鋅蒸發(fā)熱共占總熱收入的22.26%,此部分較高的占比削弱了精鋅的蒸發(fā)熱,對(duì)鋅精餾爐的生產(chǎn)效率不利,可針對(duì)精鋅、B#鋅、回流鋅的成分、比例等從工藝角度進(jìn)行調(diào)控,有利于提高精鋅產(chǎn)量,降低產(chǎn)品單位能耗。

圖3 塔式鋅精餾爐B#塔熱流圖Fig.3 Heat flow diagram of tower B# of tower-type zinc refining furnace

表3 為塔式鋅精餾爐B#塔的主要耗能指標(biāo)。由表可知,鋅精餾爐B#塔的單位產(chǎn)品熱耗為5.74 ×106kJ/t,以韶關(guān)冶煉廠當(dāng)前所采用的天然氣為燃料,根據(jù)其熱值, B#塔的單位產(chǎn)品能耗為168.91 Nm3/t,折算標(biāo)煤為195.72 kgce/t。

表3 塔式鋅精餾爐B#塔主要能耗指標(biāo)Table 3 Main energy consumption indicators of tower B# of tower-type zinc refining furnace

2 熱工診斷及分析

2.1 燃燒室溫度

熱工測(cè)試過(guò)程中,在利用熱電偶測(cè)量燃燒室上、中、下部不同測(cè)點(diǎn)處煙氣溫度的基礎(chǔ)上,通過(guò)采取不同的熱電偶插入深度,可進(jìn)一步獲取燃燒室內(nèi)不同位置的溫度分布,如圖4 所示。 由圖可知,在精餾爐東部,燃燒室空間內(nèi)溫度場(chǎng)表現(xiàn)出“三角形”的分布規(guī)律,即燃燒室上部和下部的溫度較低,而中部的溫度更高,東墻南側(cè)尤為顯著;而在精餾爐西部,整個(gè)燃燒室的南側(cè)溫度均相對(duì)更高。 此外,在燃燒室西墻上部南側(cè),熱電偶的插入深度越大,煙氣溫度越高,高溫區(qū)越靠近塔盤(pán),表明火焰較長(zhǎng),而在其他部位,此現(xiàn)象較不明顯;在西墻南側(cè)中部,當(dāng)插入深度為1 500 mm 時(shí),煙氣溫度最高,高溫區(qū)處于燃燒室的中央位置,而西墻北側(cè)則略微不同;在西墻下部,同一測(cè)點(diǎn)熱電偶的不同插入深度所測(cè)得的溫度相差不大,僅1 700 mm 深度時(shí)溫度較低(西墻南側(cè)下部1 700 mm 測(cè)點(diǎn)因儀器損壞無(wú)法獲得有效數(shù)據(jù))。

圖4 塔式鋅精餾爐燃燒室溫度分布Fig.4 Temperature distribution in the combustion chamber of the tower-type zinc refining furnace

綜上,鋅精餾爐燃燒室東西部的溫度分布不對(duì)稱(chēng),南北側(cè)溫度分布差異性較大,并且爐膛整體溫度分布不均勻:燃燒室上下部的最大溫差為106.5 ℃,東西部的最大溫差為98.5 ℃,同一測(cè)點(diǎn)熱電偶不同插入深度的最大溫差為24.5 ℃。 因此,為了提高精鋅產(chǎn)量和系統(tǒng)熱效率,應(yīng)盡可能消除精餾爐東西部運(yùn)行工況的差異性,并合理提高燃燒室溫度分布的均勻性。

由于熱電偶測(cè)溫的局限性,測(cè)點(diǎn)溫度值不能較好地反映燃燒室內(nèi)高溫?zé)煔庹w的溫度分布情況,并且與精鋅產(chǎn)量密切相關(guān)的塔盤(pán)壁面溫度也難以直接測(cè)量。 因此,本文在熱工綜合測(cè)試的基礎(chǔ)上采用數(shù)值模擬的手段進(jìn)一步探究燃燒室內(nèi)煙氣以及塔盤(pán)壁面的溫度分布。 圖5 列出了鋅精餾爐燃燒室某一縱截面的煙氣溫度分布和塔盤(pán)壁面的溫度分布模擬結(jié)果。 由圖5(a)可知,燃燒室內(nèi)空間的溫度場(chǎng)呈“三角形”分布,即燃燒室上部北側(cè)和中部南側(cè)的空氣噴口附近有高溫火焰形成,而高溫?zé)煔庀滦兄饕刂眰?cè)運(yùn)動(dòng),這形成了典型的“三角形”高溫區(qū)。此外,由于天然氣燃燒形式不合理,燃燒室頂部與中下部形成了顯著的低溫區(qū),中下部的大面積低溫區(qū)尤為突出。 煙氣高溫區(qū)與低溫區(qū)交叉所形成的溫度不均勻分布將會(huì)對(duì)蒸發(fā)盤(pán)的受熱條件造成不利影響。 在圖5(b)中,塔盤(pán)壁面的溫度場(chǎng)與燃燒室煙氣溫度分布相對(duì)應(yīng),即高溫區(qū)位于塔盤(pán)中上部,頂部與中下部溫度則較低,塔盤(pán)壁面溫度的不均勻分布不僅不利于塔內(nèi)精鋅的蒸發(fā)速率,還會(huì)降低塔盤(pán)的使用壽命。 因此,應(yīng)合理優(yōu)化天然氣的燃燒形式來(lái)提高爐膛以及塔盤(pán)的溫度分布均勻性。

圖5 塔式鋅精餾爐燃燒室溫度云圖Fig.5 Temperature contours in the combustion chamber of the tower-type zinc refining furnace

2.2 燒嘴壓力與氣體噴口流量

表4 為精餾爐東西部天然氣燒嘴支管壓強(qiáng)的測(cè)量結(jié)果。 由表可知,無(wú)論精餾爐東西部還是同側(cè)不同層的天然氣支管,其壓強(qiáng)的差異均較大,這將直接影響每個(gè)燒嘴的燃燒狀況,進(jìn)而導(dǎo)致燃燒室內(nèi)溫度分布不均,精餾爐東西部爐溫不對(duì)稱(chēng)。 因此,為合理提高燃燒室溫度分布的均勻性,建議針對(duì)每個(gè)天然氣燒嘴進(jìn)行獨(dú)立的監(jiān)測(cè)與調(diào)節(jié),并采用配風(fēng)式的燃燒方式進(jìn)行獨(dú)立調(diào)控。

表4 塔式鋅精餾爐天然氣燒嘴支管壓力Table 4 Piping pressure for natural gas burners in the tower-type zinc refining furnace

由于鋅精餾爐熱工測(cè)試過(guò)程中燃燒室內(nèi)氣體噴口的流量均無(wú)法直接測(cè)量,考慮到氣體噴口流量對(duì)爐內(nèi)天然氣燃燒情況的極大影響,本文對(duì)燃燒室內(nèi)天然氣的燃燒過(guò)程進(jìn)行仿真計(jì)算,所監(jiān)測(cè)的氣體噴口流量比例如圖6 所示。 由圖6 可知,與燃燒室相連通的預(yù)熱空氣管道氣體噴口以及天然氣管道燒嘴口的流量分布不均勻,空氣管道甚至存在小流量噴口,這均不利于天然氣的燃燒行為。 因此,為提高爐內(nèi)天然氣的燃燒效率,建議采用氣體噴口流量均勻的新型氣體管道結(jié)構(gòu)。

圖6 塔式鋅精餾爐燃燒室氣體噴口流量比例Fig.6 Flow percentage of gas outlets in the combustion chamber of the tower-type zinc refining furnace

2.3 換熱室串氣

換熱室頂部預(yù)熱空氣總道中預(yù)熱空氣的成分分析結(jié)果如表5 所示。 由表可知,東墻和西墻預(yù)熱空氣總道中均檢測(cè)到了CO2、CO、NO 和NO2等氣體,這表明換熱室中煙氣與空氣存在串氣現(xiàn)象。 由于西墻空氣總道中檢測(cè)到的NO、NO2等氣體含量較高,可以推斷精餾爐西部換熱室內(nèi)煙氣與空氣的串氣現(xiàn)象更為嚴(yán)重,這可能是東西部燃燒室溫度分布不對(duì)稱(chēng)的原因之一。

表5 塔式鋅精餾爐燃燒室入口處預(yù)熱空氣成分Table 5 Preheated air composition at the inlet of the combustion chamber of the tower-type zinc refining furnace

由于換熱室處于負(fù)壓狀態(tài),換熱室內(nèi)的高溫?zé)煔鈺?huì)吸入冷空氣,從而形成漏風(fēng),導(dǎo)致煙氣量增加,熱損失增大。 為進(jìn)一步分析燃燒室的燃燒情況,抽取直升煙道內(nèi)煙氣進(jìn)行成分分析,分析結(jié)果如表6所示。 基于直升煙道內(nèi)煙氣中O2與CO2的平均含量,查表可知燃燒室內(nèi)的過(guò)量空氣系數(shù)約為1.145。因此,換熱室的漏風(fēng)系數(shù)約為0.595,這表明精餾爐換熱室的漏風(fēng)量較大。 為減少煙氣量,降低煙氣帶走的熱損失以提高熱效率,建議加強(qiáng)換熱室的密封性,減少漏風(fēng)。

表6 塔式鋅精餾爐直升煙道內(nèi)煙氣成分Table 6 Flue gas composition in the updraft flue of the tower-type zinc refining furnace

3 節(jié)能改造途徑

塔式鋅精餾爐的節(jié)能改造途徑主要包括3 個(gè)方面:①合理組織爐膛內(nèi)的燃燒過(guò)程,提高溫度均勻性與塔盤(pán)蒸發(fā)效率;②對(duì)余熱進(jìn)行梯級(jí)回收利用;③優(yōu)化調(diào)整工藝參數(shù),協(xié)同優(yōu)化精留爐能質(zhì)流分布。

3.1 優(yōu)化天然氣燃燒形式,提高塔盤(pán)蒸發(fā)效率

為解決當(dāng)前精餾爐換熱室內(nèi)高溫?zé)煔馀c助燃空氣串氣、天然氣燒嘴支管壓力不均等現(xiàn)象所導(dǎo)致的天然氣燒嘴燃燒狀況各異、燃燒室溫度分布不均以及東西部爐況不對(duì)稱(chēng)等問(wèn)題,提高爐內(nèi)溫度分布均勻性,提升塔盤(pán)蒸發(fā)效率,可進(jìn)一步優(yōu)化精餾爐內(nèi)天然氣的燃燒形式。

針對(duì)天然氣供應(yīng)點(diǎn)偏集中,易導(dǎo)致天然氣的快速混合燃燒和局部溫度過(guò)高的問(wèn)題,可優(yōu)化燒嘴的布置形式與結(jié)構(gòu)。 由于入爐空氣實(shí)行分級(jí)控制,并且僅依靠爐內(nèi)負(fù)壓的吸氣式送風(fēng)存在風(fēng)量不可控且難以精準(zhǔn)調(diào)節(jié)的問(wèn)題,使得爐內(nèi)存在燃燒不完全的現(xiàn)象,可進(jìn)一步采用主動(dòng)配風(fēng),合理分配天然氣量與助燃空氣量比例,從而實(shí)現(xiàn)天然氣的完全燃燒,提升燃燒熱效率。 此外,為實(shí)現(xiàn)爐況快速響應(yīng)與精準(zhǔn)調(diào)控,建議提高精餾爐數(shù)字化程度,添加儀器儀表,實(shí)現(xiàn)爐內(nèi)溫度均勻性在線監(jiān)測(cè)、入爐空氣量和天然氣量的監(jiān)測(cè)與調(diào)控、煙氣成分監(jiān)測(cè)與NOx控制等。

在火法煉鋅工藝中,為保證塔盤(pán)內(nèi)物料的最佳蒸發(fā)效率,燃燒室內(nèi)蒸發(fā)盤(pán)外壁面的理想受熱條件一般可考慮為整體均勻分布或沿豎直方向梯度分布兩種情況。 由于冷物料自蒸發(fā)盤(pán)頂部進(jìn)入塔盤(pán),并且回流盤(pán)中液化后溫度較低的鋅液也自蒸發(fā)盤(pán)頂部再次流入塔盤(pán),蒸發(fā)盤(pán)頂部或中上部需要吸收更多熱量來(lái)支持鋅液的升溫與汽化,因此蒸發(fā)盤(pán)外壁面在豎直方向上由高到低的溫度梯度分布顯然更加符合工藝需求。 基于此,可通過(guò)優(yōu)化天然氣的燃燒形式,來(lái)合理匹配燃燒室內(nèi)高溫?zé)煔馀c塔盤(pán)壁面的溫度分布,即水平方向上均勻分布,豎直方向上梯度分布,避免形成“三角形”分布,以期促進(jìn)塔盤(pán)的蒸發(fā)效率。

3.2 優(yōu)化調(diào)整工藝參數(shù),降低單位產(chǎn)品能耗

基于熱工測(cè)試結(jié)果,表7 列出了精餾爐B#塔的物料配比關(guān)系。 與鉛塔設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)值相比,B#塔的冷凝比偏低,精鋅產(chǎn)量較低,可認(rèn)為入爐物料中金屬鉛、鐵雜質(zhì)含量較高。 當(dāng)回流比P2取最大值時(shí),蒸發(fā)比P4卻仍低于平均設(shè)計(jì)水平,這表明冷凝比P5仍具有較大的提升空間。 回流比P2與回流盤(pán)的散熱條件密切相關(guān),較大的回流比能夠提高分餾產(chǎn)品的質(zhì)量,但也會(huì)增加蒸發(fā)盤(pán)的工作負(fù)荷。

表7 塔式鋅精餾爐B#塔內(nèi)物料分配比Table 7 Material distribution ratio of tower B# of tower-type zinc refining furnace

根據(jù)生產(chǎn)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè),回流盤(pán)外壁面的散熱損失較為嚴(yán)重,散熱量約為5.8 ×104kJ/h,壁面熱流密度可達(dá)841.5 W/m2。 在入爐物料與產(chǎn)品成分不變的條件下,每減少1 kg/h 的回流鋅,單位產(chǎn)品熱耗降低4.41 ×103kJ/t,B#塔每天可節(jié)約4.05 m3的天然氣。 因此,可對(duì)回流盤(pán)外壁面的散熱條件進(jìn)行合理優(yōu)化,實(shí)現(xiàn)回流比P2的主動(dòng)調(diào)控,以在精鋅產(chǎn)品的產(chǎn)量與質(zhì)量?jī)煞矫鎸で笞罴哑胶狻?/p>

通過(guò)強(qiáng)化熔化爐的保溫效果來(lái)提高B#鋅的入爐溫度,入爐溫度的提高將減少B#鋅升溫至沸點(diǎn)的顯熱,在同等的天然氣供熱量情況下能夠增加精鋅的蒸發(fā)量,從而間接提高精鋅的產(chǎn)量。 同時(shí),可進(jìn)一步優(yōu)化調(diào)整入爐B#鋅、精鋅、產(chǎn)出B#鋅、硬鋅等物料中鋅的成分比例,實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)調(diào)控。 如提高入爐B#鋅中鋅元素占比,降低產(chǎn)出B#鋅、硬鋅、鋅渣等物料中鋅元素占比,即可提高精鋅中鋅元素占比,在精鋅純度一定時(shí),可提高精鋅產(chǎn)量。

此外,為進(jìn)一步優(yōu)化精餾爐工藝參數(shù),協(xié)同優(yōu)化爐子能質(zhì)流分布,實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)定向調(diào)控,可結(jié)合生產(chǎn)情況與經(jīng)驗(yàn),建立精餾爐數(shù)字化信息監(jiān)測(cè)平臺(tái),開(kāi)發(fā)設(shè)計(jì)精餾爐自動(dòng)控制系統(tǒng),指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)生產(chǎn),以達(dá)到系統(tǒng)性節(jié)能降耗的目的。

3.3 強(qiáng)化余熱梯級(jí)回收利用,提升爐子熱效率

由熱工測(cè)試結(jié)果可知,高溫精鋅蒸氣在冷凝器中放熱冷凝,形成液態(tài)精鋅。 為保證精鋅蒸氣快速冷凝放熱,冷凝器一般半裸露在自然環(huán)境中,直接向周?chē)h(huán)境散熱。 精鋅蒸氣冷凝散熱量可按式(2)計(jì)算。

Ql=Q′1-m2·C4·(tl-t0) (2)

式中:Ql是精鋅蒸氣在冷凝器中的散熱量,kJ/h;m2是精鋅產(chǎn)量,kg/h;tl是冷凝器中鋅液的溫度,取650 ℃;t0是基準(zhǔn)溫度,℃;C4為650 ℃時(shí)液態(tài)金屬鋅的比熱,kJ/(kJ·℃),取0.502。

代入數(shù)據(jù)計(jì)算可得精鋅蒸氣的冷凝散熱量為2.51 × 106kJ/h, 相 當(dāng) 于 B#塔 熱 量 總 收 入 的33.66%,具有較大的回收利用價(jià)值。

此外,高溫?zé)煔饪蛇M(jìn)行余熱回收利用。 由熱工測(cè)試結(jié)果可知,換熱室的漏風(fēng)系數(shù)為0.595,漏風(fēng)量較大。 漏風(fēng)導(dǎo)致煙氣量增大,提高了煙氣帶走的熱損失,降低了換熱室煙氣余熱利用效率。 因此,有必要采取措施提高換熱室的密閉性以減少漏風(fēng)。 此外,為節(jié)約天然氣并抑制NOx生成,可選用或設(shè)計(jì)適用、高效的換熱器為天然氣燃燒提供合理的空氣預(yù)熱溫度,并在保證換熱室出口煙氣溫度處于合理的范圍內(nèi)充分利用換熱室煙氣余熱,實(shí)現(xiàn)煙氣余熱梯級(jí)利用。

由熱工測(cè)試結(jié)果可知,底部煙道煙氣平均溫度為551.8 ℃,余熱鍋爐入口煙氣溫度約為360 ℃,管道煙氣運(yùn)輸損失熱量約為9.02 ×105kJ/h,相當(dāng)于B#塔熱量總收入的12.1%,具有較大余熱回收利用空間,冬天時(shí)該項(xiàng)熱損失將會(huì)進(jìn)一步增大。

4 結(jié)論

本文針對(duì)塔式鋅精餾爐B#塔進(jìn)行了熱工綜合測(cè)試與初步仿真計(jì)算,獲得了精餾爐內(nèi)溫度、壓強(qiáng)和煙氣成分等關(guān)鍵數(shù)據(jù)。 基于熱工測(cè)試結(jié)果對(duì)鋅精餾爐進(jìn)行了熱工診斷與分析,并提出相應(yīng)的節(jié)能改造建議。

1)采用天然氣為新燃料后,塔式鋅精餾爐的熱效率為52.79%;熱工測(cè)試與仿真計(jì)算結(jié)果表明,燃燒室內(nèi)溫度分布不均勻,天然氣燒嘴支管壓力不均勻,氣體噴口流量不均勻,換熱室內(nèi)高溫?zé)煔馀c助燃空氣存在串氣現(xiàn)象。

2)節(jié)能改造建議從以下3 個(gè)方面入手:①優(yōu)化天然氣燃燒形式,包括燒嘴結(jié)構(gòu)與布置方式的優(yōu)化,采用主動(dòng)配風(fēng)燃燒等;②優(yōu)化調(diào)整工藝參數(shù),如調(diào)整回流比、蒸發(fā)比、入爐B#鋅溫度和入爐B#鋅、精鋅、產(chǎn)物B#鋅成分等;③強(qiáng)化余熱梯級(jí)回收利用,主要包括精鋅蒸氣冷凝散熱量的利用、底部煙道至余熱鍋爐之間煙氣管道散熱量的回收、換熱室與余熱鍋爐中煙氣余熱的梯級(jí)利用。