煤气混合

煤气混合（共6篇）

煤气混合 篇1

引言

山东石横特钢集团有限公司是集焦化、炼铁、炼钢、轧钢及机械制造为一体的大型钢铁企业。近年来, 随着集团公司煤气回收技术的提高, 煤气管线网络的完善和对燃煤、燃油加热炉的技术改造, 煤气作为清洁能源逐步取代煤炭、煤焦油, 在集团公司生产中得到普遍应用。

1 问题的提出

目前, 公司轧钢厂高线车间加热炉主要将由高炉煤气、焦炉煤气、转炉煤气组成的混合煤气作为燃料, 其煤气混配管网流程如图1所示。

标煤消耗是轧钢生产车间的重要指标之一, 其消耗的高低直接影响车间的成本核算。以高线车间为例, 在计算车间标煤消耗时, 混合煤气消耗量由煤气混配站计量得出。而对混合煤气热值数据的取用, 车间采用混配站对混合煤气的化验热值, 而计控部门采用公式计算混合后热值。两种不同热值的取用, 最终导致标煤消耗计算值存在差异。通过对高线车间采集两个月的数据并分别采用两种热值对高线车间标煤耗进行计算, 两种计算结果对比如表1所示。

从表1可以看出, 在相同钢材产量, 相同混合煤气用量前提下, 由于混合煤气的热值取用途径不同, 一、二月采用公式计算所得标准煤消耗与化验热值标准煤消耗的差值为2.78%, 3.57% 。因此选择合适的热值的计算方法是计算标煤耗的关键。

2 问题的分析与解决

2.1 混合煤气折标准煤及热值的计算方法

混合煤气折标准煤的计算式:

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式中:T— 标准煤质量, kg;

QJ—混合煤气的热值, kcal/m3;

QV—混合煤气的用量, m3;

S—产量, t。

其中煤焦油每m3平均发热量折成标准煤相当于7000kg, 折算标准煤系数取1.143kg标准煤/kg煤焦油。

由式 (1) 可以看出, 混合煤气的用量QV为混合站高炉、转炉、焦炉的用量之和, S为车间钢材产量;而混合煤气的热值QJ, 表1中有两种计算方法:车间是采用混配站的化验热值数据, 该热值数据是通过化验出取样组分的多种气体的化学含量, 再根据计算式 (2) 得出:

(2)

式中:V1、V2、V3、V4分别为CO、H2、CH4及CmHn气体的体积百分比, %。

计控部门是采用混配前单一介质的流量和热值利用式 (3) 计算得出混合热值:

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式中:QV1、QV2、QV3分别为高炉、焦炉、转炉煤气用量, m3;QJ1、QJ2、QJ3为相应煤气热值, kcal/m3。

2.2 结合混合煤气取样及工况变化运用比对法分析

(1) 煤气混配站的气体分析仪是通过检测煤气中各成分的体积百分比来测定热值。化验人员每隔2h整点从图1中取样点取样1次, 1天共取12次, 取样地点距离煤气的混合处3m左右。化验人员化验出煤气组分后, 再通过式 (2) 算出混合煤气的热值, 车间以此热值作为当日标煤消耗的计算依据。

煤气混配站的煤气工况较为复杂。3种煤气分别来自不同的发生系统, 高炉煤气进入混配站之前未通过稳压装置。3种煤气压力存在较大差异, 高炉煤气压力10～15kPa, 温度180℃;焦炉煤气压力7～8kPa, 温度常温;转炉煤气压力9～10 kPa, 温度常温。3种煤气未按一定比例混入, 因而当3种煤气混合在一起时, 尤其是高炉煤气压力存在较大波动时, 混合站的操作人员需要不断调节各系统阀门的开度来平衡煤气之间的压力。此时工况的变化较为复杂, 容易造成取样处煤气组分变化较快, 加之取样次数较少、取样地点较近, 得不到理想的取样组分。因而在这种情况下取得的混合煤气成分并不能真正反映出该段时间内混合煤气热值。

(2) 虽然3种煤气分别来自不同的发生系统, 但单独成分的化验相对稳定, 且该系统采用混合前的单独计量, 在确保流量计正常运行的前提下, 计控部门采用式 (3) 计算得出混合煤气热值。事实上每种煤气的用量就是混合比。

由于混配站取样点距离煤气混合处较近, 煤气混合不充分, 在使用混配站同一化验设备正常运行的前提下, 计控部门采取更换取样地点的策略, 从高线车间加热炉取样化验, 并与公式计算的方法进行比对, 对比结果如表2所示。

通过表2数据比对不难看出, 两种混合煤气热值计算办法得出的结果确实存在偏差, 四组热值的平均相对误差在1.06%左右。由于相对误差较小, 在这种情况下, 考虑到煤气工况的特殊性, 采用公式计算法来计算混合热值更为适当, 使标煤耗计算值更具代表性。

3 结论

混合煤气的热值受多种因素影响, 人工化验的频次、取样地点以及工况的运行等都是造成混合煤气热值出现偏差的因素。本文提出在混合煤气组分变化不稳定, 热值变化较大的情况下, 利用公式计算混合煤气热值来计算标煤耗。

混合煤气热值的合理化计算 篇2

山东石横特钢集团有限公司是集焦化、炼铁、炼钢、轧钢及机械制造为一体的大型钢铁企业。近年来,随着煤气回收技术的提高、煤气管网的完善以及对燃煤、燃油加热炉的技术改造,煤气逐步取代煤炭、煤焦油并在集团公司的生产和生活中普遍应用。2007年初,在集团公司大力发展循环经济的号召下,公司深入开展技术创新活动,对高线生产线加热炉进行了技术改造,从使用高炉煤气和焦炉煤气两种混合气体增加为使用高炉煤气、焦炉煤气、转炉煤气组成的三种混合煤气作为燃料,其煤气混配管网流程如图1所示。

1 问题的提出

标煤消耗是核算生产成本的重要技术指标,而轧钢车间最主要的能源消耗就是煤气,以山东石横特钢集团有限公司高线生产线为例,此生产线加热炉以混合煤气(高炉+焦炉+转炉)作为燃料,由混配站输送供应(见图1)。煤气消耗的数据采集以煤气混配站计量表为准,而对混合煤气热值数据的取用,车间和计控部门双方存在分歧,车间首肯混配站化验的燃气热值,而计控部门则采用公式计算混合后的燃气热值。两种不同燃气热值的取用,产生了不一致的结论,最终导致双方在计算月标煤消耗时,计算结果存在差异,影响了车间的成本核算。

通过采集生产线改造以来的煤气数据,分别采用两种热值计算方法对标煤消耗进行了计算,其结果如表1所示。

从表1可以看出,在相同产量、相同混合煤气用量的前提下,由于混合煤气热值的取用途径不同,采用相同标煤耗计算公式所得标准煤消耗的相对误差为2.78%和3.57% ,因此采用什么热值计算方法更为合理是计算标煤消耗的关键。

2 分析及解决问题

2.1 混合煤气折算为标准煤及热值的计算方法

混合煤气折算为标准煤计算公式为[2]

式中,T为标准煤单位消耗量,kgce/t;29 000为煤焦油的平均发热值, kJ/m3;1.143为煤焦油折算标准煤系数;QJ为混合煤气热值,kJ/m3 ;QV为混合煤气用量,m3 ;S为车间钢材产量,t。

由式(1)可以看出,混合煤气的用量QV为混合站高炉、焦炉、转炉煤气的用量之和;而对于混合煤气的热值QJ,表1中有两种计算方法:车间采用的是混配站的化验数据,该检测方法是对被测气体通过取样后,对组分进行化验,再根据煤气化验组分的计算公式计算具体数值。其热值

式中,V1为CO气体的体积分数,% ;V2为H2气体的体积分数,%;V3为CH4 气体的体积分数,%;V4为CmHn气体的体积分数,%。

计控部门采用的计算方法为采集混配前单一介质的流量[1]、热值数据,并根据式(3)计算混合煤气的热值。其计算公式为

式中,QV1,QV2,QV3为高炉煤气、焦炉煤气和转炉煤气用量,m3;QJ1,QJ2,QJ3为高炉煤气、焦炉煤气和转炉煤气热值 ,kJ/m3。

2.2 两种计算方法的分析及对比

煤气混配站的气体分析仪通过检测煤气中各成分的体积分数来测定热值,化验人员每隔2 h从现场取样点取样1次,1天共取12次,取样地点距离煤气的混合处3 m左右,化验人员化验出煤气组分后,再通过式(2)计算出混合煤气的热值,车间以此热值作为当日标煤消耗的计算依据。煤气混配站的煤气工况较为复杂,三种煤气分别来自不同的发生系统,高炉煤气进入混配站之前未通过稳压装置,三种煤气压力存在较大差异。高炉煤气(压力10～15 kPa,温度180 ℃)、焦炉煤气(压力7～8 kPa,常温)、转炉煤气(压力9～10 kPa,常温)未按一定比例混入,因而当三种煤气混合在一起时,尤其是高炉煤气压力存在较大波动时,混合站的操作人员需不断地调节各系统阀门的开度,来平衡煤气之间的压力,此时工况的变化较为复杂,容易造成取样处煤气组分变化较快,加之取样次数较少、取样地点较近,无法得到理想的取样组分,因而在这种情况下取得的混合煤气成分并不能真正反映出该段时间内混合煤气的热值。

虽然三种煤气分别来自不同的发生系统,但各自成分化验相对稳定,且该系统采用混合前的单独计量,在确保流量计正常运行的前提下,计控部门采用式(3)计算出混合煤气的热值。事实上每种煤气的消耗量比值就是混合比,由于混配站取样点距离煤气混合处较近,煤气混合不充分,在使用混配站同一化验设备且仪器处于正常运行的前提下,计控部门采取更换取样地点的策略,从高线车间加热炉取样化验,并采用式(2)计算热值后与式(3)的计算结果进行比对,如表2所示。

通过表2数据比对不难看出两种混合煤气热值计算方法得出的结果确实存在偏差,四组热值的平均相对误差在1.067%左右;由于相对误差较小,在这种情况下,考虑到煤气工况的特殊性,采用式(3)方法来计算混合热值更为合理,使标煤耗计算值更具代表性。

3结束语

混合煤气的热值受多种因素影响,人工化验的频次,取样地点以及工况的运行等都是造成混合煤气热值出现偏差的因素。本文提出在混合煤气组分变化不稳定、热值变化较大的情况下,利用公式计算标煤消耗,能够代表真正意义上的经济指标。

摘要：主要从生产实际出发,针对高线生产线混合煤气热值计算中存在的问题,通过工况分析,运用数据比对的方法进一步讨论混合煤气热值计算的合理性,从而实现了采用混合比的方法替代热值分析的计算理念,实现了高线生产线煤气消耗的准确计量。

关键词：混合煤气,标准煤,热值计算,气体分析仪,相对误差

参考文献

[1]GB/17167-2006用能单位能源计量器具配备和管理通则[S].北京:中国计量出版社,2006.

喷射式煤气混合器的设计应用 篇3

冶金、化工等行业生产中产生大量的冶金气体 (可燃性气体) , 例如在钢铁生产工艺过程中会产生大量的焦炉、高炉和转炉煤气, 这些煤气成为钢铁企业的主要气态燃料, 并以单独或混合的形式被作为燃料使用。通过钢铁企业设置的煤气混合站、加压站等设施成为混合煤气, 用于某些生产工序的加热或其他用途。由于煤气产生的途径和工艺不同, 其压力、热值均不相同, 经常会遇到将不同种类、不同压力煤气混合的情况。而往往煤气的收集、处理、混合及使用是工厂的一套复杂系统, 目前普遍存在的主要设施如煤气加压站、气柜及混合站等, 不仅设备笨重、投资大、而且操作繁琐, 安全保障措施也相对复杂, 存在种种弊端。利用热风炉启动燃烧器实施烘炉工艺操作时, 需要设计开发出特殊的煤气混合装置。

2 工作原理

喷射式煤气混合器采用喷射器原理, 利用驱动气自身的压力, 通过喷嘴高速喷出, 在接受室内形成负压, 吸入被引射气体, 两种气体在混合室中混合, 通过扩压室将混合气体输出。喷射式煤气混合器用于将两种不同压力的煤气混合, 解决了两种不同压力煤气混合的难题, 并且可以配备自控系统, 保证出口压力稳定。

喷射式煤气混合器原理如图1所示。

其主要部件包括喷嘴、接受室、混合室、扩压室。

一种较高压力的煤气 (驱动气) 以很高的速度从喷嘴喷出, 进入接受室, 喷嘴附近形成局部低压, 将压力较低的被引射气体吸走, 两种气体在混合室混合均匀, 经过扩压室扩压, 从出口输出混合气体。

3 相关数值计算与结构设计

现以在高炉煤气中混入石油液化气为例, 阐述喷射式混合器的设计应用。

由于高炉煤气的燃烧发热值偏小, 目前在钢铁厂工艺使用中达不到使用要求, 如在采用高炉煤气实施高炉热风炉烘炉工艺操作的过程中, 烘炉燃烧器燃烧高炉煤气达不到加热效果, 需要掺混一定量的石油液化气来加强燃烧效果。

3.1 烘炉燃气量混合比例计算

设定的目标为掺混后的煤气发热值达到焦炉煤气的发热值。

石油液化气发热值约为92100~121400kJ/m3, 平均发热值为106750kJ/m3。高炉煤气发热值约2800~3500kJ/m3, 平均发热值为3150kJ/m3。焦炉煤气发热值约为17000~19500kJ/m3。平均发热值为18250kJ/m3。

设x为混合时石油液化气所占的百分比, 则有下式:

106750x+3150 (1-x) =18250

解得混合气中石油液化气占14.57%, 高炉煤气占85.43%。

设定燃烧最小量为500m3/h, 则石油液化气的燃烧量为87.42m3/h, 高炉煤气的燃烧量为427.15m3/h。

设定燃烧最大量为2500m3/h, 则石油液化气的燃烧量为364.25m3/h, 高炉煤气的燃烧量为2185.5m3/h。

3.2 MATLAB计算程序

根据设定的混合后气体的流量范围, 采用MATLAB程序计算混合器结构尺寸, 采用FLUNET软件进行结构模拟分析如下:

(1) 最小量计算

(1) 混合器计算

3.3 实际混合器结构设计

根据以上数值条件, 最大量和最小量时的混合效率较接近, 说明混合器计算的结构尺寸是合理的, 按最大量计算结果设计混合器可以满足整体的混合要求和最大用量, 计算获得的同时依照既定设计原则, 将计算结果圆整, 结合烘炉时高炉煤气的最大用量和现场压力范围, 确定高炉煤气入口尺寸, 得出如下喷射器设计, 如图2所示。

3.4 应用FLUNET程序进行验算

(1) 验算模型

混合器的石油液化气的速度由170m/s下降到出口时的8.5m/s, 说明混合是成功的。

混合器接受室的压力为-2420Pa负压, 说明混合器具有一定的引射抽力, 从而验证了混合原理完全能够成功应用。

为了显示预期混合效果, 对混合效果通过温度验证。设定石油液化气的温度为500K, 高炉煤气的温度为300K, 经计算可看出混合器的后半段的温度为435K左右, 说明混合是充分的。

4 应用实例与效果

喷射式煤气混合器实际应用于陕西汉钢2280m3高炉热风炉烘炉现场。

因现场烘炉用高炉煤气热值偏低, 根据现场提供的数据为2800~3000kJ/m3, 达不到稳定燃烧和热值要求, 故采用在高炉煤气中掺入少量石油液化气而形成混合煤气的方式提高燃气质量。通过采用本文所述的喷射式煤气混合器, 可获高炉煤气压力8kPa, 石油液化气为40kPa, 满足压力要求。混合后煤气热值可以达到9000~15000kJ/m3, 压力为8.5~9kPa, 整个烘炉燃烧过程中火焰能够充分、稳定燃烧, 满足烘炉功率的各项需求, 达到了预期的设计目标与应用效果。

5 结语

喷射式煤气混合器主要是用于临时性煤气混合工艺的需要, 替代煤气加压站、气柜及混合站等笨重设备, 为冶金及化工企业中的特殊工艺需要提供了一种方便、快捷的煤气混合设备。

参考文献

[1]沈张根.静态混合器基础及应用[J].化工装备技术, 1984 (4) :50-64.

煤气混合 篇4

冶金行业的混合煤气加压站大多采用焦炉煤气和高炉煤气,经混合加压后输送给工业炉窑等用户使用。在混合煤气加压站合理的工艺方案基础上,针对用户对象特性,采取适用的整体测控系统解决方案,实现对混合煤气加压过程及设备的安全、可靠控制尤为重要。混合煤气加压站控制的主要指标是混合煤气热值和压力满足用户要求,并且能够适应用户煤气流量负荷变化。依据大多数用户负荷的使用情况和混合煤气加压站的工艺、设备和测控系统的限制,一般混合煤气加压站能够适应的煤气量负荷变比(最大流量/最小流量)为3∶1左右,对某些负荷变比超过3∶1甚至达到10∶1左右的用户对象,其混合煤气加压站的工艺及测控方案就显得较为复杂。

酒泉钢铁(集团)有限责任公司(以下简称酒钢)碳钢冷轧混合煤气加压站于2008年建成投运,与用户距离2 km左右。混合煤气控制指标为:热值(7 800±400)kJ/m3,压力15～18 kPa。其4个分支用户,分别为罩式退火炉(44座)、A线连续立式退火炉、B线连续立式退火炉和酸再生焙烧炉(两座)。实际负荷范围3 600～36 000 m3/h,实际生产中按负荷的高低分为两段:Ⅰ段3 600～12 000 m3/h,Ⅱ段12 000～36 000 m3/h。控制对象具有典型的非线性、时变、滞后和大负荷变比特性。运行期间,因混合煤气热值和压力控制不稳定,每年造成的炉窑熄火停产事故多达20起以上,直接经济损失上千万元。因此2012年我们对工艺及测控系统进行了技术改造。

1问题分析

1.1工艺方案

原混合煤气加压站工艺方案如图1所示,管网压力为6～8 kPa左右,焦炉煤气经1#和2#焦煤加压机加压至约16 kPa后进入净化工序,净化后的15 kPa焦炉煤气一路送至1～3#混煤加压机前经大、小管与高炉煤气按比例进行混合,另一路供制氢工艺使用(制氢工艺要求焦煤压力必须不小于15 kPa)。混煤加压机升压水平为10 kPa,机前压力设计值为7 kPa。

在混合煤气加压站控制中,加压机前压力的控制一般选择高炉煤气压力作为控制变量,在高煤压力高于焦煤压力2～3 kPa时可以稳定地实现煤气混合和机前压力控制;机后压力控制一般选择加压机回流量或加压机转速作为控制变量,在机前压力稳定的前提下,通过控制回流阀开度或加压机转速克服煤气用户负荷变化的影响;混合煤气热值控制选择焦煤流量作为控制变量,当管网的高、焦炉煤气成分相对稳定时,通过高、焦炉煤气量的随动配比实现热值控制。因此,机前压力和混合煤气热值控制是一个相互影响、耦合的过程。

酒钢高、焦炉煤气混合比例如果为2∶1时,就应该能满足上述煤气热值设计指标要求,但实际往往无法达到。另外,原有工艺方案为保证制氢工艺需要的焦煤压力,经1#和2#焦煤加压机加压后的焦煤压力高于高煤压力2～7 kPa,使混合加压机机前压力难以控制,同时为保证混合煤气热值而使实际混合后机前压力为8～10 kPa,高于压力设计值(7 kPa),使高炉煤气混入难度增加,进而影响混合煤气热值的稳定。高、焦煤气大管的设计最大流通量之和(高煤流量+焦煤流量)为46 000 m3/h,最小流通量之和为12 000 m3/h;小管最大流通量之和为5 500 m3/h,最小流通量之和为1 800 m3/h。大、小管方案中大管设计流通量偏大,超出Ⅱ段实际最大用量22%;小管设计流通量偏小,仅能满足Ⅰ段煤气用量45%。这些问题的主要原因是:参与混合的高炉和焦炉煤气压力匹配不合理,大、小管负荷分配不合理。

1.2测控方案

原混合煤气加压站控制系统仅由机前压力自动控制回路、高煤量与焦煤量比值自动控制回路、机后压力回流自动控制回路组成。原有控制方案中存在以下问题:高炉和焦炉煤气大、小管没有实现自动切换控制,由操作员根据用户负荷变化手动操作,因而导致切换过程周期长,混合煤气热值和压力波动剧烈;机后压力控制因滞后大无法适应用户用量负荷变化影响,造成机后压力及热值超调严重;混合煤气热值参数未引入热值控制回路,仅用高、焦煤量比值控制煤气热值,对高、焦炉煤气组分变化造成的影响无法克服,造成有时混合煤气热值超标;因高、焦炉煤气压力匹配不合理,控制系统方案未能有效解决压力匹配和机前压力过高及压力、热值控制回路相互耦合的问题[1],致使高、焦煤混合和机前压力控制均无法实施有效、稳定的自动控制,这也是造成热值控制失控、用户频繁熄火的主要原因。

2改造方案

2.1工艺改造

改造后的混合煤气加压站工艺方案如图2所示。

改造主要包括:取消原有焦煤加压机,在净化工艺后增加2台功率较小的罗茨焦煤加压机供制氢使用;将原有3台升压水平为10 kPa的混合煤气加压机更换为升压水平为15 kPa的机型,混合后煤气机前压力由原设计的7 kPa调整为4.5～5 kPa,使焦炉煤气与高炉煤气在压力水平匹配状况下混合并进行机前压力控制;根据用户实际用量重新分配大、小管流通量(参见图2),对高炉和焦炉煤气大、小管管径,调节蝶阀流通能力及流量计测量范围按Ⅰ、Ⅱ段范围进行校核和改造。

2.2测控系统改造

依据控制目标要求,重新制定混合煤气加压站整体控制方案,系统主要包括以下控制子系统:混合煤气机前压力自动控制,混合煤气负荷前馈-反馈控制,混合煤气热值模糊-比值控制,高炉和焦炉煤气大、小管自动切换控制,混合煤气加压机防喘振控制,混合煤气加压机联锁保护,焦炉煤气罗茨加压机出口压力自动控制。

仪表测量系统改造主要包括:为提高高炉和焦炉煤气流量的测量准确性和热值控制的精确性,根据煤气介质特性及北方寒冷环境条件,对流量节流装置加装连续输水及蒸汽保温装置,增加温度、压力补正功能,采用双差压变送器方案实现流量分程测量,使差压式流量计准确测量范围达到10∶1以上;当混合煤气热值仪出现故障时,根据测得的高炉和焦炉煤气流量,利用理论热值模块可以对热值参数进行软测量;为改善控制系统响应特性并提高其可靠性,将调节蝶阀的活塞式双作用气动执行机构改造为带“三断锁定”(断气、断电源、断信号)功能的智能快速气动长行程执行机构。

3关键控制系统

本文主要介绍控制方案改造中的3个关键控制子系统。

3.1混合煤气负荷前馈-反馈控制

虽然机后压力与用户煤气量负荷具有相关性,用机后压力进行负荷控制对于负荷变比较小的系统具有一定适用性,但酒钢碳钢冷轧煤气用户负荷变比较大、加压站与煤气用户间输送距离较远且炉窑对象容量系数大,因此采用机后压力进行负荷控制,会因对象负荷变比和时滞较大导致负荷严重超调,其中的时滞主要是由煤气传输产生的纯滞后和容量滞后造成的,例如酒钢碳钢冷轧用户对象的滞后时间就达到5 min以上。

改造后我们采用如图3所示的前馈-反馈控制系统进行煤气量负荷控制。以碳钢冷轧4个用户流量Q1～Q4之和与混合煤气量(Q高+Q焦)间的差值ΔQ作为前馈控制器的扰动量,扰动量经前馈运算与被控量(机后出口压力P2)反馈值经PID运算得到的结果叠加后,经加压机变频器对加压机后混合煤气出口压力进行控制。前馈控制器的运行由前馈切换开关控制,当用户负荷变化增量超过±2 000 m3/h范围时,前馈控制器投入使用,否则停运。该控制器还可由操作人员根据实际工艺状态进行人工切换。为防止前馈控制器在启、停混合加压机过程中因压力扰动对控制系统造成干扰,前馈控制初始设置为停运方式,待系统稳定后方可投入自动运行。这种控制方法既能发挥前馈控制对用户突发的大负荷变化扰动和时滞的及时补偿,又能保留机后压力反馈控制对负荷偏差的校正作用[2]。

依据风机相似定律[3]:

Q前/Q后=n1/n2 (1)

其中,Q前=Q高+Q焦,Q后=Q1+Q2+Q3+Q4

上述式中,Q前和Q后分别为混合煤气加压站用户端负荷变化前后的流量;n1和n2分别为变化前后的加压机转速。

若用户负荷变化增量为ΔQ =Q后-Q前,加压机转速调整量为Δn,则负荷前馈算法如下:

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实现该算法的限制条件为:1 800 r/min

3.2混合煤气热值模糊-比值控制

混合煤气热值影响因素主要是高炉煤气与焦炉煤气混合比例,其次是高炉与焦炉煤气组分变化,因此混合煤气热值控制主要是对高炉与焦炉煤气混合比例进行精确控制,而由于实际中高炉和焦炉煤气组分的变化无法直接取得,因此采用热值仪直接测量混合煤气热值,再通过反馈控制校正两种煤气的配比实现热值控制。但实际应用中,热值仪测量滞后时间长达1～2 min,直接纳入PID反馈控制会造成热值超调现象;另外,配比控制与加压机前压力自动控制之间存在相互耦合。为此,我们采用模糊控制与PID相结合进行热值控制,解决了上述问题。混合煤气热值模糊-比值控制系统如图4所示。

Ki—模糊控制器输出;Km—人工修正系数;K—初始比例系数;QI高,QII高—小管和大管高煤流量瞬时值;QI焦,QII焦—小管和大管 焦煤流量瞬时值;C高,C焦—高炉和焦炉煤气平均热值。

该控制系统以高炉与焦炉煤气比值控制单元作为副回路,克服热值影响的主要干扰,以热值模糊控制器作为主回路,通过校正高炉和焦炉煤气流量混合比例克服热值影响的次要干扰。正常情况下仍采用混合煤气热值仪测量热值,在混合煤气热值仪故障情况下可以切换至理论热值计算模块参与热值控制。由于针对的是大负荷变比对象,因此我们在控制系统中加入大、小管自动切换模块。系统中的热值模糊控制器如图5所示。

e—热值偏差;ec—热值偏差变化率;E—e的映射论域;EC—ec的映射论域;U—模糊判决输出; Ki—模糊控制 器输出。

热值模糊控制器设置为二维控制器[4],选择热值偏差e和热值偏差变化率ec为输入量,Ki为输出量。e的变化范围(-500,+500) ,ec的变化范围(-300,+300) ,Ki的变化范围(-0.1,0.1)。对于热值模糊控制器而言,由于对其控制精度要求较高,故E模糊变量词集选择为11个:{NB1,NM2,NM1,NS2,NS1,0,PS1,PS2,PM1,PM2,PB1},论域为{-5,-4,-3,-2,-1,0,1,2,3,4,5},EC模糊变量词集选择为7个:{NB,NM,NS,0,PS,PM,PB},论域为{-3,-2,-1,0,1,2,3}。确定模糊控制规则表(略)和模糊控制查询表(略)后,通过比例因子K3将模糊判决输出U精确化得到Ki后,将KiKm+K作为高炉与焦炉煤气比值单元的比值系数进行PID调节。其中,Km是为了提高热值控制精度设置的人工修正系数,其范围为[0.9,1.1],利用Km可以由操作人员在HMI画面中对模糊控制效果进行干预;混合煤气热值K为7 800 kJ/m3,高煤热值为3 600 kJ/m3,焦煤热值为15 500 kJ/m3时的理论计算初始比例系数。

3.3大、小管自动切换控制

如图6所示,Ⅰ、Ⅱ段负荷自动切换由大小管切换模块控制,它是保证大负荷比混合煤气加压站工艺方案连续、可靠运行的重要保证[5]。通过切换点及切换条件的选择,实现切换控制。

当煤气实际用量在从Ⅰ段流量范围逐步增加至小管可控范围上限时,其切换点为:

QⅠ高+QⅠ焦≥90%QⅠmax (3)

式中,QⅠmax为Ⅰ段混合煤气流量上限值。

用户负荷量从Ⅱ段流量范围逐步减小至大管可控范围下限时,其切换点为:

QⅡ高+QⅡ焦≤110%QⅡmax (4)

式中,QⅡmax为Ⅱ段混合煤气流量下限值。

当满足上述条件时,由大、小管切换模块确认煤气热值是否在正常范围以及大、小管调节系统各设备状态是否正常等条件后,完成自动切换。

例如,混合煤气加压站在小管运行状态时,当混合煤气用量达到切换点并满足切换条件时,图6中SP1为加压机前压力设定值,SP2为加压机前压力设定值与△P2(机前压力设定值增量)之差[6]。此时PID4控制回路使高煤小管调节阀逐渐关闭,PID3控制回路使高煤大管调节阀逐渐开启,直至切换结束。两调节回路切换过程处于相对平衡状态,保证了机前压力的基本稳定。由于高煤大、小管调节阀的动作,使图4中高煤流量QⅠ高减小、QⅡ高增加,在高、焦煤比值控制单元作用下,焦煤流量QⅠ焦和QⅡ焦随动进行增、减量控制,实现小管向大管的自动切换。在大管向小管切换过程中,图6中SP2为加压机前压力设定值,SP1为加压机前压力设定值与△P2之差,自动切换过程与小管向大管切换过程类似。

P2的大小决定了切换速度及切换过程的压力和热值的波动幅度。若△P2设定值选择合适,可保证在切换过程中的热值在控制指标要求之内。

4实施效果

酒钢碳钢冷轧煤压站改造前,实际运行中混合煤气热值变化达到±700 kJ/m3,混合煤气压力波动范围12～20 kPa。 完成改造后,在负荷变比达到10∶1条件下,煤压站为各混合煤气用户提供的混合煤气热值波动仅为±100 kJ/m3,混合压力15～18 kPa。工艺及测控系统的改进,大幅度减少了工艺操作人员的工作强度,减少了人为操作失误和事故的发生,保证了生产作业的正常进行,取得了显著经济效益。

摘要：针对酒泉钢铁(集团)有限责任公司碳钢冷轧混合煤气加压站工艺方案不合理、测控方案不完善,无法适应流量负荷变化超过3∶1时煤气热值和压力控制的问题,通过对原有工艺及测控方案的优化改造,采用负荷前馈-反馈控制和煤气热值模糊-比值控制等整体控制方案,实现了大负荷变比混合煤气加压过程的可靠和稳定控制。

关键词：混合煤气,加压控制,大负荷变比,前馈-反馈控制,模糊控制

参考文献

[1]林敏.计算机控制技术及工程应用[M].北京:国防工业出版社,2010.

[2]王树青,乐嘉谦.自动化与仪表工程师手册[M].北京:化学工业出版社,2010.

[3]白桦,鲍东杰.流体力学泵与风机[M].武汉:武汉理工大学出版社,2008.

[4]曾光奇,胡均安,王东,等.模糊控制理论与工程应用[M].武汉:华中科技大学出版社,2006.

[5]邓万里.宝钢煤气混合加压站控制系统综述[J].冶金动力,2007(5):12-15.

煤气混合 篇5

关键词：天然气+空气混合,混合气体,爆炸极限

0 引言

徐州光大铸管有限公司退火炉使用焦炉煤气为燃料,由于焦炉煤气产量和众多用户瞬时用量波动变化频繁,而系统又没有煤气柜,造成焦炉煤气产量充足时放散,产量不足时供气不足的矛盾。为了解决此问题,集团公司在热电站锅炉增加煤气烧嘴,用于燃烧过剩焦炉煤气;在光大铸管公司引入城市天然气,当焦炉煤气不足时,退火炉燃烧天然气,焦炉煤气充足时燃烧焦炉煤气。

1 退火炉设备及焦炉煤气供应现状

光大铸管退火炉建于上世纪九十年代,当时按照高炉-焦炉混合煤气(热值2 000 kcal/Nm3)的热值设计的烧嘴和炉前管路系统,设计总燃烧功率14 480kW。实际燃烧使用的是纯焦炉煤气(热值4 200 kcal/Nm3～4 400 kcal/Nm3),实际平均燃烧总功率10 000kW;使用焦炉煤气时烧嘴实际最小工作燃气压力为1 600Pa。由于焦炉煤气较高-焦混合煤气热值高而流量低,目前已经表现出烧嘴和控制管路口径偏大,温度控制困难。如果直接燃烧更高热值的纯天然气(热8 400 kcal/Nm3),则温度控制更加困难,且烧嘴也不能保证安全可靠工作。退火炉为连续生产,要求炉温控制准确稳定。

公司有一座焦炉,产生的焦炉煤气要负担焦炉本身和其他分公司的燃气设备的供应,根据生产统计,发现当燃气总管压力低于4 000Pa时,供气趋于紧张;当燃气总管压力高于6 500Pa时,供气过剩;由统计知,18%的时间焦炉煤气总管压力低于4 000Pa,且燃气供应量不足有一定的周期性。

2 天然气+焦炉煤气设计与实施

2.1 天然气+空气混合

由于天然气热值较高,退火炉不能直接燃烧使用纯天然气,故考虑首先降低燃气的热值。采取天然气+空气的混合的方式,混合比例1∶1,混合后的燃气热值降为4 200 kcal/Nm3,叫它混空天然气。

选用的混气机是一种高压、变比例、自动控制的天然气混气设备。天然气和压缩空气按一定比例进入混气机,进行混合,输出符合要求的混合燃气。混气机通过对阀口的开度进行调节,调整两种气体的混合比例。设备配备了高标准的安全联锁系统,包含天然气进口压力、空气进口压力、双气差压及混合气体氧含量分析仪等,由中央控制台进行全自动的安全联锁控制[1]。

该设备要求输出流量必须大于等于150 m3/H,低于最小流量时设备自动保护停机。

2.2 混空天然气+焦炉煤气

根据目标,结合生产统计数据,确定焦炉煤气来源压力大于4 000Pa时,使用焦炉煤气;焦炉煤气来源压力低于4 000Pa时,使用混空天然气。混空天然气+焦炉煤气系统原理图见图1。

天然气来源压力0.2MPa,压缩空气来源压力为0.8MPa,分别经过减压阀6、减压阀7调压为相近的压力,按1∶1比例进入混合器混合,再经过调压阀4进一步减压,输出压力为5 000Pa的混空天然气。

改造后,退火炉的燃气来源有两个,分别为经过阀3输出的混空天然气和经过阀9输出的焦炉煤气。工作时的控制模式是:

当P1点压力大于4 200Pa时,电动阀11开启,并在阀11开启后阀3关闭,退火炉使用焦炉煤气,混空天然气停止输出;

当P1点的压力低于4 000Pa时,阀3开启,并在阀3开启后阀11关闭,退火炉使用混空天然气,焦炉煤气停止输出;

阀9和阀10为混气机旁通输出,其输出流量调整为150 m3/h且保持常开,以便保证混气机始终维持在最小流量之上工作;

阀3、阀5、发8、阀9在混气机故障时,会快速切断以保证安全。

按照以上的控制,退火炉的燃气压力始终大于4 000Pa,温度控制变得稳定。并且在焦炉煤气产量不足时,节省的焦炉煤气保证了其他用户正常生产。

方案中有两个细节问题。阀11和阀3不能选用快速开闭的阀门,以保证下游的压力比较平稳,同时因为混气机的输出流量变化太快容易造成设备保护性停机;阀11开启的条件为P1点压力大于4 200Pa,高于关闭的条件(P1点的压力低于4 000Pa),是规避压力波动造成阀门频繁的开启和关闭。

2.3 混合气爆炸极限与安全

安全是燃气设备首先要考虑的问题。掺入空气的混合气体爆炸风险是该项目论证时质疑最多的。通常情况下,一定的压力和温度范围内,可燃气体中混入空气时,只要其混合比例不在爆炸极限范围之内,即使有火源条件也不会燃烧或爆炸。

根据理·查特里公式计算。[2]

Lm=100/(V1/L1+V2/L2+……+Vn/Ln),

式中:

Lm——混合气体爆炸极限,%;

Ln——混合气体中各组分的爆炸极限,%;

Vn——各组分在混合气体中的体积分数,%。

设天然气∶空气=50∶50的混空天然气,以及该混空天然气与任意比例的焦炉煤气混合,求混合气体爆炸极限范围;考虑到混气设备混合比例有±5%波动,同时计算天然气∶空气=40∶60和天然气∶空气=60∶40的情形。计算结果如表2和图2所示。

计算结果表明,天然气∶空气=50∶50的混空天然气与任意比例焦炉煤气混合,浓度均不在爆炸极限范围内,即使混空天然气浓度波动达10%也是如此。

为确保计算结果可靠,又使用莱·夏特尔定律公式计算,其计算结论与上述计算结论相同。

莱·夏特尔定律计算公式[2]:

混合可燃气爆炸下限:

混合可燃气爆炸上限:

其中:

LEL——混合可燃气爆炸下限;

UEL——混合可燃气爆炸上限;

Pn——单一可燃气在混合物中的体积分数;

LELn——单一气体可燃气爆炸下限;

UELn——单一气体可燃气爆炸上限。

3 结论

(1)本项目经过近2年的运行,设备工作平稳、安全,完全达到设计目标。

(2)项目运行后,退火炉及其他燃气用户的燃气供应都比较平稳,温度控制平稳,产品质量得到提升,生产节奏也得以保证。

(3)本项目为没有煤气柜的小型钢铁企业如何合理使用燃气能源,节能降耗提供了借鉴经验。

参考文献

[1]煤气设计手册编写组.煤气设计手册[M].北京:中国建筑工业出版社,1983.

煤气混合 篇6

混合煤气主要可燃成分中含有有毒的CO气体,一旦泄漏会存在安全隐患,因此对大流量气体燃料控制阀的泄漏故障诊断方法进行研究有着重要的实际意义。

1 控制阀泄漏故障机理

1.1 控制阀泄漏的种类

控制阀泄漏分为两种:外部泄漏和内部泄漏。外泄漏常见于阀体、阀杆、填料函与阀体的连接部位[2];调节阀关闭不严形成的泄漏为内泄漏,发生在阀座密封处[3]。以图1所示结构的控制阀为研究对象,重点研究其外泄漏故障的机理。根据泄漏部位的不同,外泄漏故障可以分为:法兰处的泄漏、阀盖处的泄漏、压盖处的泄漏、阀体泄漏[4]。按故障发生时涉及的零件不同,对外泄漏故障分类进行总结分析,可以得到控制阀发生外泄漏的机理,具体情况见表1。

1———阀体;2———弹簧垫;3———阀体螺柱;4———隔套;5———支架螺母;6———执行机构;7———阀杆;8———支架;9———填料压盖;10———填料;11———垫圈;12———阀盖;13———平衡缸;14———阀芯;15———过滤筒

1.2 泄漏时的压力变化

从混合煤气的粘性角度考虑,当流体沿管道流动时,由于流体分子之间及其与管壁间的摩擦,须消耗部分机械能以克服此摩擦阻力;而流体由于流动方向及速度的改变会产生局部漩涡和撞击,也要损失机械能,机械能的损失会导致流体压力下降。因此当控制阀发生泄漏故障时,泄漏处的流体流动会带来新的机械能损失,新损失的机械能会导致新的压力损失。

设控制阀入口压力为p,出口压力为p1,pf为克服摩擦力引起的压力损失,压力降为Δp1。当发生泄漏时,出口处压力为p2,此时的压力降为Δp2,由于泄漏产生的压力损失为pL,则有如下关系式:

Δp1=p-p1-pf (1)

Δp2=p-p2-pf (2)

Δp2=Δp1+pL (3)

由式(1)～(3)可得:

p2=p1-pL (4)

由式(4)可知,发生泄漏时,在相同开度下控制阀的出口压力降低。

由于混合煤气在传输过程中存在压力信号波动,仅通过简单的压力变化分析,难以检测出调节阀的泄漏故障,因此需要在此基础上找到更为有效的解决办法。

2 控制阀泄漏故障的诊断方法

2.1 混合煤气的流动状态

在建立控制阀泄漏故障数学模型时,需要明确混合煤气在控制阀中的流动状态和类别,以明确有关的边界条件。

钢厂循环发电工艺中,混合煤气由高炉煤气和焦炉煤气组成,常用高焦比为7∶3[5]。由高炉煤气的组元成分[6]和焦炉煤气的组元成分[7]得到混合煤气的组元体积及相关数据(表2)。

设混合煤气的绝热指数为Kh,气体常数为Rh(J/kg·K),当地音速为ah(m/s),马赫数为Mh,则有:

undefined (5)

undefined (6)

undefined (7)

undefined (8)

式中 R——气体常数,R=8.314 J/mol·K ;

T ——混合煤气的温度,取平均温度T=548 K;

V ——混合煤气的流速,取平均流速V=16.25 m/s。

由式(5)～(8)联立求解可得混合煤气的马赫数Mh=0.036 7,即Mh< 0.3。流动过程中由于压力变化引起的密度变化不到5%,此时气体可以看作不可压缩流体[8]。因此混合煤气的气体流动可以近似地看作是不可压缩流体流动,即在流动过程中,混合煤气的密度ρ为常数。

2.2 压力与速度及密度的关系

由流体力学中的伯努利方程可以得到压力与速度的关系。理想不可压缩流体的伯努利方程为:

undefined (9)

式中 γ ——重度,N/m3,即γ=ρg;

ρ ——混合煤气密度,kg/m3;

g ——重力加速度,m/s2;

V ——煤气阀入口速度,m/s;

V1 ——正常状态下煤气阀出口速度,m/s;

z,z1 ——不同截面处流体距离基准的高度,m。

考虑到实际中存在的摩擦力影响以及气体重度较小的因素,可以由式(9)推出实际中对控制阀入口和出口处列出的伯努利方程,从而得到压力和速度的关系:

undefined (10)

根据气体状态方程[9]可得密度和压力的关系:

undefined (11)

2.3 控制阀泄漏故障的数学模型

设Qm为阀体入口处的质量流,即单位时间流入的质量;Qm1为正常工作状态下阀体出口处的质量流;Qm2为发生泄漏时阀体出口处的质量流。根据质量守恒定律,如果没有泄漏故障,流入控制阀的气体质量和流出控制阀的气体质量相等,反之亦然。则泄漏故障的数学模型为:

undefined

(12)

式中 V2——泄漏故障发生时混合煤气出口速度,m/s;

A ——流过的断面面积,m2。

将式(10)、(11)代入式(12)可以得到质量流与压力和流量的函数关系:

undefined (13)

式中 Qv——煤气阀入口体积流量,m3/s。

通过测量压力与流量信号,监测质量流变化情况,对控制阀的泄漏故障进行诊断。

3 泄漏故障诊断的仿真与实现

对依据质量流变化情况建立的泄漏故障数学模型进行仿真,仿真条件根据实际工艺条件确定:

a. 入口压力p在2.08～2.86 MPa波动;

b. 入口流量Qv在23.75～26.75 m3/s波动;

c. 断面面积A=1.538 4 m2;

d. 混合煤气气体常数Rh=343.82 J/kg·K;

e. 混合煤气气体温度T=548 K。

在LabVIEW环境下,以上述条件对控制阀的正常和泄漏状态分别进行仿真。仿真结果表明,在发生泄漏故障时,出口的质量流相对正常状态的质量流会发生明显变化,如图2所示。

泄漏故障诊断部分作为控制阀智能故障诊断系统的子系统,控制结构框图如图3所示。

4 结束语

泄漏故障诊断是控制阀智能诊断系统中的关键部分,泄漏故障信号的采集与处理对能否实现泄漏故障自诊断有着重要意义。依据质量守恒定律对控制阀出、入口处质量流变化进行对比,得到了采用压力信号和流量信号表达的质量流征兆作为故障诊断征兆、实现泄漏故障诊断的具体解决方法,通过仿真实验证明该诊断方法的有效性。

参考文献

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