提升蓄熱爐加熱溫度效率的因素分析

賈凌鋒

（寶鋼鋼鐵股份有限公司，上海201900）

加熱爐熱效率一般情況下可以達(dá)到54%左右，影響加熱爐熱效率的主要因素有煙氣帶出的熱量26.5%，爐體散熱4.8%等。蓄熱箱余熱利用率可以達(dá)到85.6%以上，高于常規(guī)加熱爐。這主要是因為采用了蓄熱式燒嘴的結(jié)果，雖然排出爐膛的煙氣溫度較高，但是由于該系統(tǒng)的余熱回收率高，使得排出蓄熱室而進(jìn)入煙道的煙氣溫度很低，最大限度地回收煙氣熱量，使排煙溫度降至200 ℃以下[1]。蓄熱箱的余熱利用率在很大程度上與蓄熱體有關(guān)，而與爐子各段的溫度等因素?zé)o關(guān)，能否達(dá)到高的熱效率主要就取決于蓄熱箱的性能，小球蓄熱體的換熱效率一般在85%左右。本文著重分析如何提高蓄熱箱的溫度效率、減少爐體散熱等因素，降低加熱爐燃耗，提高熱效率。

1 校驗蓄熱箱溫度效率

蓄熱箱熱效率和排煙風(fēng)機(jī)抽力的校驗過程為：根據(jù)進(jìn)入蓄熱箱煙氣量及空氣量、空氣出口平均溫度和煙氣入口平均溫度，計算蓄熱箱換熱，計算空氣和煙氣換熱系數(shù)；確定蓄熱箱傳熱面積；對實際的綜合傳熱系數(shù)與設(shè)計的綜合傳熱系數(shù)對比，從而對比校驗蓄熱箱效率。并且對蓄熱箱阻力進(jìn)行計算，校驗排煙風(fēng)機(jī)抽力。確保蓄熱箱阻力和風(fēng)機(jī)抽力的匹配。

蓄熱箱換熱面積計算公式如下：

式中：S—蓄熱箱的換熱面積，m2

Q—蓄熱箱在單位時間內(nèi)換出的熱量，J

k—蓄熱體綜合傳熱系數(shù)，W/（m2·℃）

τ—換向時間，s

Δtm—冷熱流體的對數(shù)平均溫差，Δtm=（ΔTmax-ΔTmin）/In（ΔTmax/ΔTmin），℃；

其中：ΔTmax=Tf1-Ta2，ΔTmin=Tf2-Ta1

式中：Tf1、Tf2—煙氣進(jìn)出蓄熱箱的溫度，℃

Ta1、Ta2—空氣進(jìn)出蓄熱箱的溫度，℃

在蓄熱箱熱交換的工作過程中，如果高溫?zé)煔庠谂艧熤芷趲氲臒崃颗c燃燒周期時空氣和蓄熱體完成熱交換的熱量相當(dāng)，那么此時的蓄熱箱具有較高的換熱效率[2]。

換熱效率為：η=（Ta2-Ta1）/（Tf1-Ta1），要求達(dá)到85%以上，實際生產(chǎn)過程中進(jìn)行蓄熱箱溫度效率的比較，通過實際測量煙氣進(jìn)出口溫度、空氣進(jìn)出口溫度進(jìn)行對比（溫度測量點(diǎn)見圖1），并計算換熱效率進(jìn)行對比[3]，實際換熱效率較差的需對閥門和蓄熱箱設(shè)備檢查處理。

圖1 蓄熱箱空氣、煙氣溫度測量示意圖

實際的綜合傳熱系數(shù)k1=Q/（S·Δtm·2·τ）

設(shè)計的綜合傳熱系數(shù)k2=0.93/（1/αh+1/αc+4·d·fai/λ）式中：αh—加熱期綜合換熱系數(shù)，W/（m2·℃）

αc—冷卻期綜合換熱系數(shù)，W/（m2·℃）

λ—蓄熱球?qū)嵯禂?shù)，W/（m·℃）

ρ—密度，kg/m3

c—比熱，kJ/（kg·℃）

d—蓄熱球的直徑，m

k1 與k2 的偏差量dv=（k1-k2）/k2，進(jìn)行對比分析：如果-0.05≤dv≤0.05，蓄熱箱功率滿足要求，否則需要對蓄熱箱小球狀態(tài)和換向參數(shù)進(jìn)行調(diào)整；更換小球，并對換向閥的密封性和實際換向時間進(jìn)行確認(rèn)；標(biāo)定燒嘴煤氣孔板差壓（Pa）和空氣孔板差壓（Pa）；對蓄熱箱超溫報警多的及時檢查，排除換向閥的故障，如果小球的支撐網(wǎng)格板損壞，蓄熱箱將持續(xù)超溫或堵塞，利用定修時對網(wǎng)格板和小球進(jìn)行處理，保證蓄熱換向的運(yùn)行正常，提高換熱效率。

平均小時產(chǎn)量300～350 t/h 的加熱爐，加熱段采用蓄熱燃燒，通過檢查現(xiàn)場蓄熱箱中蓄熱小球情況，將加熱段蓄熱小球的高度標(biāo)定，小球直徑19 mm。各區(qū)小球高度見表1。

表1 蓄熱箱小球高度標(biāo)定

蓄熱體均勻充滿蓄熱箱，隨著通過蓄熱箱填充小球的流速增加或者小球高度增加，蓄熱箱流通阻力損失會增大。通過蓄熱箱有效換熱面積和小球高度的校驗標(biāo)定，確保蓄熱箱熱效率不會降低。

當(dāng)流體流過填充小球時，隨著蓄熱箱溫度的提高，蓄熱箱阻力增加，煙氣的流量降低。通過對蓄熱箱小球的阻力計算，校驗風(fēng)機(jī)抽力是否合適，并進(jìn)行適應(yīng)性調(diào)整。

阻力F=（14.7×u2×（1+T/273）×ρ/d）×h（Pa/m）式中：u－煙氣或空氣的空塔速度，m/s

T－煙氣或空氣的周期平均溫度，℃

ρ－標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下煙氣或空氣的密度，kg/m3

d－蓄熱球的直徑，m

h—小球高度，m

偏差量dl=（F-Y）/F，其中Y為風(fēng)機(jī)的抽力。如果-0.10≤dl≤0.10，說明蓄熱箱阻力合適，否則調(diào)整風(fēng)機(jī)參數(shù)或調(diào)整蓄熱箱煙氣阻力。

2 排煙控制策略優(yōu)化

煙氣回抽系數(shù)原有控制是根據(jù)煙氣換向閥的開/閉狀態(tài)來判定燒嘴的工作狀態(tài)，進(jìn)而按比例分配排煙量，然后對應(yīng)按比例設(shè)置回抽系數(shù)。蓄熱箱的排煙效率主要依靠煙氣換向閥的工作狀態(tài)和空氣換向閥的工作狀態(tài)，單純地選擇以上兩個因素的任意一個作為判定燒嘴工作狀態(tài)和回抽系數(shù)計算的依據(jù)都是不合理的。燃燒產(chǎn)生的煙氣量依賴于助燃的空氣量，而空氣量又是通過空氣換向閥來進(jìn)行控制投入和切除，由于閥門狀態(tài)不穩(wěn)定，依靠煙氣換向閥和空氣換向閥的狀態(tài)來計算煙氣回抽率顯然是不全面的。需要引入溫度修正系數(shù)：當(dāng)段排煙溫度過高時，通過排煙溫度與報警溫度的偏差對煙氣回抽率進(jìn)行修正。

優(yōu)化的方案為排煙采用溫度控制方式。即在排煙總管上安裝一個熱電偶（排煙機(jī)前），設(shè)定一個溫度值，通過煙氣溫度調(diào)整調(diào)節(jié)閥開度，控制排煙量，保證燒嘴的正常工作和發(fā)揮最佳的蓄熱效果。排氣集管的溫度必須保證在蓄熱模式下獲得最大的熱回收量。

根據(jù)各段排煙溫度確定排煙控制。根據(jù)設(shè)定的排煙溫度確定各段煙氣調(diào)節(jié)閥的開度?？刂贫闻艧煖囟葧r，根據(jù)PID 參數(shù)調(diào)節(jié)煙氣調(diào)節(jié)閥的開度。通過計算實際排煙溫度與設(shè)定排煙溫度之間的偏差ΔT，獲得PID 調(diào)節(jié)器的輸入量，PID 調(diào)節(jié)器計算后輸出煙氣調(diào)節(jié)閥的開度來控制排煙溫度。對排煙溫度PID 調(diào)節(jié)器的要求為：連續(xù)穩(wěn)定、調(diào)節(jié)速率不能過快。設(shè)定排煙閥的上下限，根據(jù)各空氣閥燃燒數(shù)量和燒嘴狀態(tài)修正。煙氣抽吸率應(yīng)在65%～75%之間；煙氣溫度應(yīng)在175～230 ℃之間；煙氣閥上下限的確定：上限為40%+空氣量百分比×修正系數(shù)λ，下限為0。修正系數(shù)λ 根據(jù)不同加熱段取值0.4～0.5。

當(dāng)蓄熱排煙溫度低于排煙溫度波動范圍的下限數(shù)值時，使目標(biāo)煙氣抽吸率以1 %/min 的速率開始上升，直至蓄熱排煙溫度達(dá)到排煙溫度波動范圍的中值數(shù)值時，或者目標(biāo)煙氣抽吸率數(shù)值達(dá)到取值范圍上限數(shù)值時，目標(biāo)煙氣抽吸率停止上升并保持。當(dāng)蓄熱排煙溫度低于210 ℃時，使目標(biāo)煙氣抽吸率以1 %/min 的速率開始上升，直至蓄熱排煙溫度達(dá)到220 ℃時，或者目標(biāo)煙氣抽吸率數(shù)值達(dá)到80%時，目標(biāo)煙氣抽吸率停止上升并保持。

3 板坯裝入時的溫度計算優(yōu)化

板坯裝入時的溫度計算：

式中：TSUF—板坯裝入時表面溫度，℃

TACT—板坯實測表面溫度，℃

TAIR—大氣溫度，℃

ε—綜合輻射系數(shù)

σ—Stefan-Bollzmann 常數(shù)

t—裝入時刻與實測時刻的時間差，h

Cp—板坯比熱，×4.18 kJ/kg·℃

ρ—板坯比重，kg/m3

H—板坯厚度，m

qSUF—裝入時表面熱流束，×4.18 kJ /m2·h

λ—板坯熱傳導(dǎo)率，×4.18 kJ /m·h·℃

板坯裝入對板坯表面溫度進(jìn)行修正，減少環(huán)境和測量偏差的影響。具體修改方式為：

板坯表面測量溫度與板坯最低溫度進(jìn)行對比，不同在庫時間段內(nèi)如果板坯實測溫度低于板坯裝爐溫度最低值，要以最低值進(jìn)行修正。板坯在庫時間與最低裝爐溫度的對應(yīng)關(guān)系見表2。具體對比方式以（裝爐時間-切斷時間）在4～6 h 為例：板坯表面測量溫度若低于板坯裝爐溫度最低值400 ℃，則表面溫度按照400 ℃進(jìn)行裝爐溫度處理，如大于400 ℃按照實際測量溫度進(jìn)行裝爐溫度處理。

表2 板坯在庫時間與最低裝爐溫度

4 減少爐頂散熱

對原爐頂外部硅酸鋁纖維毯30 mm+纖維澆注料70 mm 隔熱層改為隔熱性能優(yōu)異的納米板30 mm、高溫納米密封料30 mm 和低溫納米密封料50 mm，原爐頂內(nèi)部可塑料厚度不變，通過改進(jìn)減少爐頂散熱損失，改進(jìn)后的爐襯結(jié)構(gòu)見圖2。改進(jìn)后可降低爐頂表面溫度20 ℃，爐頂平均溫度≤100 ℃。

圖2 優(yōu)化后的爐頂爐襯結(jié)構(gòu)示意圖

通過現(xiàn)場調(diào)研，將原爐頂外部隔熱層改為隔熱性能優(yōu)異的納米板、高溫納米密封料和低溫納米密封料進(jìn)行密封，同時對高溫段爐墻進(jìn)行多晶莫來石纖維組合塊內(nèi)貼，以此來降低爐頂及側(cè)墻的散熱損失。爐頂結(jié)構(gòu)材料達(dá)到亞納米級，具有良好的保溫性能及氣密性，適用溫度高，保溫性能穩(wěn)定且不易衰減，組成材料為全無機(jī)材料，不易收縮、粉化，使用壽命長。納米絕熱板、高溫納米密封料和低溫納米密封料的理化指標(biāo)見表3～表5。多晶莫來石貼面塊耐高溫，隔熱性能好，高溫下化學(xué)穩(wěn)定性好，結(jié)晶粉化率低，不掉渣，無需預(yù)埋錨固件，更易于安裝，結(jié)構(gòu)牢固，更安全，抗熱震性能好，抗氣流沖刷。寶鋼2050產(chǎn)線1#加熱爐（預(yù)熱段、一加熱段、二加熱段和均熱段）將原爐頂保溫層拆除，更換成同等厚度的納米板（絕熱板）納米密封料，爐墻內(nèi)襯經(jīng)表面清理后安裝多晶莫來石貼面塊。爐頂和側(cè)墻熱成像測量平均溫度下降明顯，改進(jìn)后爐頂平均溫度為98.3 ℃，側(cè)墻平均溫度為115 ℃，通過爐頂隔熱改造，節(jié)約加熱爐燃耗約0.7%，該項目使1#爐燃耗下降0.3 kg 標(biāo)煤/t，經(jīng)濟(jì)效益為0.3×170 萬t×2.1 元/kg 標(biāo)煤=107 萬元/年（按1#爐年產(chǎn)量170 萬t）。

表3 納米絕熱板理化性能

表4 高溫納米密封料理化性能

表5 低溫納米密封料理化性能

5 結(jié)論

（1）通過蓄熱體尺寸和溫度效率校驗，提高了蓄熱箱換熱效率，從而降低燃耗。

（2）通過排煙控制策略優(yōu)化，減少爐體散熱，保證換熱效率，可以進(jìn)一步提高熱效率。

（3）對裝爐溫度的溫度計算優(yōu)化，確保板坯計算溫度的準(zhǔn)確。