汽化冷却装置（共7篇）
汽化冷却装置 篇1
摘要：通过对包钢加热炉汽化冷却装置现场调试时出现问题的分析和判断, 具体介绍了处理和解决的过程, 同时结合加热炉汽化冷却装置的运行特点, 着重分析了给水系统在设计中应注意的问题, 提出了解决办法, 对今后的设计和运行具有一定的指导意义。
关键词：加热炉,汽化冷却装置,给水系统,给水泵,除氧器,热负荷,步进式加热炉
包钢轨梁厂横列式轧机改造项目中新建1座280吨步进式加热炉, 加热炉的炉底管冷却采用汽化冷却方式。加热炉于2012年11月进行了试运行, 汽化冷却装置在试运行过程中, 给水系统出现给水流量达到额定值时, 泵出口阀的开度只能开到30%的情况, 如果阀门开度增大, 泵的电机即出现超电流现象。
1 步进梁式加热炉汽化冷却系统的构成
1.1 步进梁式加热炉汽化冷却装置概述
步进梁式加热炉炉底有固定梁、活动梁及支持梁, 它们是钢料滑行的滑道, 为保持其强度, 防止高温变形和断烧, 除外部进行绝热保护外, 还必须进行有效的冷却。冷却的方式通常是将加热炉冷却构件做成管状或矩形空心梁, 管内通入水进行冷却。根据通入的水的温度, 冷却系统分水冷却系统和汽化冷却系统。由于汽化冷却系统相比水冷却系统有着绝对的优势, 目前我国钢铁企业加热炉均采用汽化冷却系统。
汽化冷却装置的循环方式有两种, 一是自然循环, 二是强制循环。对于推刚式加热炉的汽化冷却系统, 两种方式均有应用, 对于步进梁式加热炉, 由于其结构的特殊性, 其底部设有活动梁, 为适应活动梁的运动特点, 汽化冷却系统需设置配有旋转接头的步进装置, 增加了水循环系统的阻力, 不再适用自然循环, 所以步进式加热炉汽化冷却系统通常采用强制循环方式。
1.2 汽化冷却系统流程
汽化冷却系统主要由软水系统、除氧给水系统、循环回路系统、蒸汽系统、排汽系统和排污系统等六部分组成, 其工作流程见下图所示。
除氧给水系统是连接除氧器、给水泵及汽包三个设备的工作系统, 其工作原理是软水由软水系统送入除氧器除氧, 变为除氧水后由除氧水箱供出, 经给水泵加压后进入汽包。电动给水泵共2台, 1台运行, 1台备用。另设1台柴油机带动的给水泵, 用于断电时向汽包供水, 以保证加热炉内部各种支撑梁的安全。
汽化冷却系统工艺流程
1.3 汽化冷却装置的设备布置
汽化冷却系统的所有设备通常布置在加热炉附近, 便于缩短上升管道线路, 使管路转折减少, 流动阻力相应降低。
本项目的汽化冷却装置的设备主要包括:汽包、除氧器、给水泵组、循环水泵组、连续排污扩容器。
项目中的设备布置在车间内, 位于加热炉一侧, 分两层布置, 上层平台标高为2.0米, 布置汽包及除氧器, 下层标高为-4.8米, 布置给水泵组及循环泵组。
1.4 给水系统主要设备参数
1.4.1 给水泵选型及参数
给水泵共3台, 2台电动给水泵, 一用一备, 一台柴油给水泵, 作为停电时的应急泵。
型号:DG25-30×8
性能参数:流量20~25~30m3/h, 扬程260~240~220m, 电机功率37k W, 供电电压380V。
1.4.2 除氧器选型及参数
1.4.3 汽包参数
1.5 试车时存在问题的原因分析
1.5.1 给水泵扬程的选择与计算
根据现场实际设备布置及给水系统的配管设计, 将给水泵的扬程计算如下:
其中:
Pb———汽包压力MPa;取1.27;
△P—开启安全阀所需多余压力MPa;取0.05倍的汽包压力, 得0.064;
△hc———给水管路阻力m;按最大流量, 计算后取8。
△h2———除氧器最低水位与汽包的正常水位标高差m;
汽包的正常水位为8.28m。
除氧器最低水位为8.1m。
Hf———附加水头, 一般为5米。
根据上述计算, 水泵的总计算扬程为149.2m。
现场给水泵的实际扬程为260~240~220m, 是计算扬程的1.6倍, 泵的扬程与实际扬程相比有些偏高。
1.5.2 给水泵电机功率的选择
给水泵电机功率的计算公式为:
其中:P:计算功率;W
Q:水泵流量;m3/h
H:扬程;m H2O
ρ:介质比重;Kg/m3
η:泵的效率;取62%
从公式可以看出, 电机的功率与水泵的扬程、流量成正比。当扬程变化不大时, 流量变大其所需的电机功率也会增加。
按本工程的水泵选择的流量及扬程计算, 其电机计算功率在22.8~26.3~28.9k W, 给水泵配备的电机功率为37k W, 应能满足额定工况的要求。
1.6 事故原因分析
从计算过程来看, 决定加热炉汽化冷却装置给水泵扬程的主要因素是汽包压力, 占总扬程约91%, 当加热炉在运行初期, 汽化冷却装置处在热试车的情况下, 其汽包的压力仅为0.4~0.5MPa左右, 甚至更低, 这时整个给水系统的阻力仅为60m水柱左右, 而正是在此时就会出现本文开头描述的情况。
在给水系统中, 给水泵的扬程选择应与给水系统的阻力接近, 阻力损失越大, 则给水泵的扬程越高。从给水泵的运行曲线来看, 流量是随着扬程的升高而降低的。在现场排除了给水泵机械部分故障、电机轴承故障、电压低、误操作等因素后, 初步确定水泵电机超电流的原因是加热炉运行初期, 汽包内压力未达到设计工况, 水泵扬程高于实际工况系统阻力过多 (设计选取的给水泵的扬程也偏高) , 由于除氧系统初期运行阻力过小, 水泵运行时, 会沿水泵运行曲线偏移出额定工况运行点, 导致给水泵流量超出其工作范围, 使电机电流超高, 导致电机超载, 出现超电流跳闸的情况。
根据上述分析, 包钢现场在运行过程中, 关闭了放散阀, 按设计参数调整了汽包出口调节阀的压力控制值, 将外供蒸汽压力设为0.8MPa, 汽包内的压力也上升至1.0MPa。通过上述运行参数的调整, 给水泵的超电流现象得以解决。
2 加热炉汽化冷却装置给水系统的设计探讨
2.1 加热炉汽化冷却系统的运行特点
加热炉汽化冷却装置的工作目的是在保护加热炉内部的纵、横梁及活动梁的同时, 将吸收的热量收集起来, 产生蒸汽加以利用。其在回收热量的过程中, 存在着以下特点。
1) 热负荷的变化导致蒸发量的不确定性。
按照《加热炉汽化冷却装置设计》中的定义, 最大蒸发量的计算是依据汽化冷却装置各循环回路最大热负荷计算得来, 其公式如下:
其中Krp为受热偏差系数, Ktl为绝热层脱落系数。
通过这两个系统的计入, 可见最大热负荷的计算与加热炉内纵横炉底管的绝热层脱落程度有关, 根据《加热炉汽化冷却装置设计》中规定, 最大热负荷的工况是:纵炉底管绝热层脱落20%和横炉底管绝热层脱落80%的情况。
据此分析可知, 加热炉的回收热负荷是随着加热炉内步进梁及固定梁上的绝热层脱落程度的变化而不断变化的, 变化的热负荷导致系统蒸发量也是不确定的。
由此可以看出, 随着加热炉的运行, 绝热层的逐步脱落, 汽化冷却装置的蒸发量逐渐增加, 当达到设计额定值时, 已经到了该对加热炉进行中修或大修的时候了。所以如果蒸发量的设计值考虑的偏高, 会导致能源的浪费。
2) 运行初期, 汽包滑压运行时间长。
加热炉在运行初期, 由于需要一定时间的烘炉、试炉、装料等各种工况的调整, 其内部的热负荷波动大, 同时由于绝热层完好, 使加热炉汽化冷却装置的吸热量也远未达到设计工况, 现场通常此时运行冷却装置采用汽包放散阀打开, 对空排汽, 这时汽包内的压力仅为0.1~0.2MPa左右, 这种情况会导致热力系统中的运行压力完全远离设计工况, 导致给水系统的压力过低, 给水泵的运行工况恶劣, 易超载, 此时, 如果人为操作失误, 就会造成设备损坏的情况发生。
3) 现场操作运行条件变化多。
加热炉的作用是加热“炉内的钢坯”, 然后将其送入轧线进行轧制。其每天运行的强度、频率、装炉量等均与钢厂的生产安排有关, 有时生产任务紧, 加热炉运行工作时间长, 强度高, 这时汽化冷却装置的运行也相对稳定, 产生的蒸汽也稳定。但如果生产任务少, 每天加热炉加热钢坯少, 加热炉只维持低负荷运行, 此情况汽化冷却装置的产汽量就会偏少, 而给水系统是按最大蒸发量设计的, 就会产生给水量大于产汽量的情况。此时会发生两种情况, 其一为节省能源, 现场操作人员让给水泵间歇性运行, 根据汽包及除氧器的水位, 启停给水泵, 虽然此方法可以节省能源, 但由于给水泵启停频繁, 影响给水泵的寿命。其二是利用给水系统中给水调节阀组, 调小给水流量, 控制汽包及除氧器的液位, 但此时给水泵处于连续运行状态, 有部分空转, 造成能源浪费。
2.2 给水系统设计中应注意的问题
根据上节的分析, 我们可以看出加热炉汽化冷却装置不同于有稳定热量供应的锅炉系统, 由于其热源供热量的波动性, 影响热力系统中蒸发量的稳定, 进一步影响各系统的设备选型及运行工况。如何做到系统在工况波动的情况下, 既经济又安全的运行, 是设计工作中值得深思及探讨的问题。
目前关于加热炉汽化冷却装置的设计计算仍参考1977年冶金工业出版社出版的《加热炉汽化冷却装置设计》, 技术指导性已经滞后, 因为随着1993年上钢二厂140t/h步进式加热炉的引进成功实施, 至今国内已具备了设计、制造及施工大型步进炉汽化冷却装置的能力。虽然国内已大量采用步进式汽化冷却装置, 但针对这一系统的设计并无具体的手册加以论述, 根据多年的设计经验及查阅相关文献, 我认为对于给水系统的设计应注意如下几点。
1) 给水量的确定。
按照《加热炉汽化冷却装置设计》中的定义, 汽化冷却装置给水量的确定为最大蒸发量的1.15~1.25倍, 即G= (1.15~1.25) Dmax。此公式是指推钢式加热炉提出的概念, 最大蒸发量已是绝热层脱落80%的情况, 对于步进式加热炉如按此要求计算, 给水量会偏高, 导致给水泵的选择偏大, 引起能源浪费。
由于目前国内的步进式加热炉汽化冷却装置, 热负荷计算还没有具体的公式, 考察诸多设计论文的相关数据, 一般公认的比较理想的加热炉内热量的分配比为:加热炉料热量占60%~70%, 烟气带走热量占20%~25%, 炉墙散热占3%, 炉底开孔散热占2%, 汽化冷却系统吸热占6%~10%, 其他热量占2%~3%。
目前国内各钢厂为节能减排, 在加热炉的设计上均采取了很多措施, 如采用新型蓄热式加热炉、改善绝热层的性能及包扎方式, 加强炉内换热, 提高入炉钢坯温度, 加强烟气余热回收等, 目前保证加热炉的吨钢耗热量在1.1~1.3GJ/t, 如考虑汽化冷却装置的吸热比例为5%~10%~15%, 据此可推导出吨钢产汽量指标kq为0.03~0.05~0.08t/t,
给水量的计算公式:G= (1.05~1.1) D= (1.05~1.1) ×kq×Gg
其中:G———给水量t/h;
D———蒸发量t/h;
Kq———吨钢产汽量指标t/t.h;
Gg———加热炉额定出钢量t/h。
给水泵的额定流量取kq居中值0.05比较合适, 其最大流量校核应取kq为0.08处。
按照上述公式, 针对目前应用较多的各型号加热炉的设计值与计算值对比如下:
通过上述比较可以看出, 目前不同的设计虽然炉容相同, 但其蒸发量的选择仍有些偏差, 但大部分设计kq的取值也未超出0.03~0.08的范围, 所以此公式是具有指导意义的。
2) 给水泵扬程与蒸汽参数的关系。
给水泵扬程的计算在1.5节中有详细分析, 可以看出其设计值与蒸汽的工作压力密切相关, 目前国内设计中为提高能源利用, 通常将加热炉汽化冷却装置的额定蒸汽参数定为1.3MPa, 而有些钢厂在实际运行中, 并未达到此设计值, 通常其供汽压力在0.4~0.6MPa之间, 这就需要设计人员在确定蒸汽参数时, 考察钢厂的用户需求, 合理确定蒸汽参数, 如果设计参数定的过高, 而现场又长时间在低参数的情况下运行, 会导致设备的不匹配, 造成设备维修率高, 能源浪费的情况发生。
包钢轨梁项目的加热炉的蒸发量的选择有些偏大, 连带造成给水泵的选型偏大, 初期运行时发生事故是必然的。按文中论述的流量计算方式, 我认为较为合理的设计流量应为8.4~12.3~16.8m3/h, 扬程在150m左右。
给水泵型号:DG12-25×7
性能参数:流量8~12.5~16m3/h, 扬程192~175~155m, 电机功率15k W, 供电电压380V。
经过上述优化, 给水泵的用电量有了明显的减少, 由原来的37k W降为15k W, 年耗电量减少158400k W, 按每度电0.5元计, 每年可减少79200元的运行成本。
2.3 总结
加热炉汽化冷却装置给水系统从原理上分析并不复杂, 但系统的确定与工艺的生产运行、设备布置及设计额定点的确定等因素息息相关, 给水系统中设备的选取不应认为参数选择越大越高越安全, 应合理的进行设计和计算, 综合考虑各方面的运行因素, 才能安全、高效的满足生产需要。
参考文献
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[7]加热炉汽化冷却装置设计.冶金工业出版社.
汽化冷却装置 篇2
轧钢加热炉汽化冷却装置在日常生产与维护过程中存在许多不规范的地方, 有些操作人员缺乏这方面的专业知识, 上岗前培训不足, 对加热炉汽化冷却系统的运行压力、系统用水的水质与水量等缺乏足够的认识和理解, 没有严格按照规定要求执行, 导致在日常生产与维护过程中的操作随意性很大, 有些已造成严重后果。
1 汽化冷却装置原理
汽化冷却装置因原理简单、投资少、运行比较稳定, 是加热炉系统普遍采用的冷却方法之一。它是利用水变成水蒸汽需要吸收大量能量的原理, 通过这个汽化吸热过程带走炉筋管管壁的部分热能, 从而达到降低炉筋管温度的效果。加热炉汽化冷却装置一般包含软水箱、汽包 (锅筒) 、上升管、下降管及炉底横筋管、纵筋管、安全阀、液位计、排污阀等设备组成, 软水在汽包与上升管、下降管及炉底横筋管、纵筋管等组成的系统中作定向运动, 该运动是一种无动力的自循环运动, 要保证自循环运动顺畅进行必须要有足够的系统压力作保障。实践证明该压力理想值应为0.78 MPa左右。
2 汽化冷却系统注意事项
2.1 运行压力要求
(1) 下降管一般设在汽包的下方, 略高于汽包下部20 mm, 位置较低, 软水通过下降管进入炉筋管内, 随着温度的上升体积会慢慢变大、密度变小并逐渐汽化, 在炉筋管内形成许多小气泡, 软水也就变成了汽、水混合物, 系统压力也会慢慢升高, 只有当系统压力达到0.3 MPa左右该系统才能具备自循环初始条件, 小气泡在向上升管蠕动的过程中相互合并后逐渐长大, 当系统压力在0.78 MPa左右时逐渐长大的小气泡才能在上升管出口处达到最大并被释放出来, 这时的冷却效率为最高;另一方面汽包安全阀设定压力为0.8 MPa, (略大于工作压力10% 左右) 也从侧面反映汽包的工作压力应该在0.78 MPa左右。
(2) 保持一定的系统压力可以强制性的将冷水压入下降管中, 对小气泡的定向蠕动也是有好处的。如系统压力过低、小气泡蠕动速度太慢, 将会造成小气泡在炉筋管内提前长大, 导致炉筋管上部缺水, 严重时还会产生气阻从而导致炉筋管坍塌或烧穿。相反如系统压力过高、小气泡蠕动速度太快, 将会造成小气泡在炉筋管内汽化不充分, 达不到冷却效果。
(3) 系统压力过高还会导致软水不能进入汽包的事情发生, 因为软水泵的正常工作压力为1 MPa, 如果软水泵效率变低, 出水压力小于汽包压力, 则软水将不能被压入软水箱。
2.2 系统对冷却水水量的要求
汽包水位不宜过高也不宜过低, 水位过高容易淹没上升管出口 (汽包中轴线上方200 mm) , 根据密闭容器液体内部压力处处相等原理, 这时炉筋管内压力也处处相等, 这样炉筋管内的小气泡也就失去了蠕动的动力, 只能渐渐长大而产生气阻;另外水位过高导致汽包内蒸汽容积变小, 不利于汽水混合物中蒸汽的释放;相反水位过低, 用于冷却的水量就少, 冷水水温也会相应变高, 冷却效果就不会很好。此外, 炉筋管包扎块是防止火苗直接对炉筋管表面进行灼烧和辐射用的, 如果炉筋管包扎块脱落较多也会造成炉筋管内小气泡长的太快、加热炉产汽量增加, 导致软水消耗增加。
2.3 系统对用水水质的要求
汽化冷却系统用水对水质也有严格要求, 汽化冷却系统类似于低压锅炉, 其用水必须经过软化处理, 去除水中的Ca2+、Mg2+离子, (具体指标见表1) , 否则这些金属正离子将会在高温下与水中的酸性负离子结合形成沉淀物, 附着在炉筋管内壁上形成水垢。水垢一旦形成不仅减小了炉筋管的有效通径, 而且阻碍了炉筋管与软水的热量交换, 炉筋管管壁的热量不能被及时带走, 其危害性是很大的。但是如果能坚持定期、分段排污对这种情况会有所抑制。
2.4 系统对炉温的要求
加热炉炉温过高对汽化冷却系统的运行是不利的, 炉温过高会导致炉筋管的温度也相应的上升, 这些热能最终还是通过炉筋管与软水的热交换带走, 同样加热炉的产汽量就会增加, 软水消耗量也跟着增加。
3 生产使用效果对比分析
某钢铁厂几个轧钢分厂加热炉规范操作前后 (6个月) 实际运行情况见表2。
由表1, 2的有关数据可以看出在规范操作前、后吨钢软水耗量明显减少, 取得了很好的经济效益。运行6个月来加热炉没有发生一起漏水、炉筋管坍塌等事故。
4 结束语
氧气转炉汽化冷却烟道传热计算 篇3
氧气转炉过程中其涉及到冶金系统的烟气余热的有效回收效果, 并随着国家工业机械部颁布的烟道式余热锅炉设计导则以及氧气转炉余热锅炉技术条件两个条款规范, 开始对其传热计算的方法进行了研究, 因而对其进行传热计算的方法探讨具有重要的现实意义。
1 转炉余热烟道的发展研究现状
转炉余热烟道温度场和热应力的计算是一个涉及到传热、功能、力学的整体运作过程。由于影响因素相对较多, 因而清晰的获得热应力和变形的分布规律是相对不容易的。烟道作为转炉整个项目大家族中最基础构成单元, 在工业生产中一个非常常见的结构单元, 其地位及作用往往被轻视, 在设计上也过于简单, 对其的热应力计算相对不多, 大部分时候都是依靠己发生的事故来判断结构有影响的位置, 处于被动的事后维修阶段, 带来很多实际工作的阻碍。这些阻碍都会使得整体的维护工作处在一个不利的状况中。在随着工程生产的投产运行, 其烟道承受烟气压力和整体多因素的负担开始提高, 并自身载重、积灰载荷及外部自然条件的作用, 产生了难以忽视的问题。通过改进烟道结构进而慢慢由隔板式向密排式开始进行研究, 由水冷却向全汽化冷却开始进行。通过对这一过程的整体性的研究主要集中在对烟气的处理回收利用或者是对烟道问题研究、制造方式以及传统的积累经验对结构设计提出改进等方面, 但都在涉及烟道的温度场以及热应力的研究过程中存在偏少的状况[2]。
2 烟气成分的计算
烟气的物理特性参数主要包含汽化冷却入口烟温和焓值, 以及进入炉气的燃烧产物和进入烟罩时, 其烟气中含有的携带热量。其热量的主要包括炉气的物理热, 一氧化碳等可燃物通过燃烧所释放出的辐射热量。并在空气带入的热量主要包括从烟罩入口的空气以及汽化器高温段漏入的气体, 进而通过对这过程的直观联系, 得出漏入空气温度一般可按31%的进入烟罩的热量进行等量的对比分析, 并需要对其带入空气中的热量进行排除, 这之中是不包含灼热的炉尘和熔池内的金属向罩内的辐射传热产出的, 因而需要对比在国内外资料关于烟气在热量中含量关系, 以及烟气总能量的3.8%左右进行对比, 并且在烟气中的二氧化碳和水蒸气会发生有效的化学作用关系产生, 热分解需要吸热, 减少了烟气的焓值。使得在烟气的焓值计算中可以对其进行公式的表示。
公式中的I为炉其的焓值, Il为炉其的物理热量, Ir为炉其中的可燃物燃烧所释放的热量, Ik为空气中的带入热量值。IF为炉气中的二氧化碳和水的分解过程所产生的热量效果。通过计算炉气的物理热过程分析, 其整体性较为复杂, 并需要考虑到二氧化碳以及一氧化碳和水蒸气等方面不同的作用影响, 其计算公式是一种合成公式,
其中公式Ni为可燃物燃烧后的各部分构成气体所占的百分比, Ii为可燃物在燃烧后各构成气体的焓值程度, Ih为可燃物在燃烧后炉尘的焓值大小程度。其在燃烧后的炉尘需要按照严格的焓值计算方法进行推导:
其μy之为烟气中的烟尘浓度大小程度, μl为炉其中的烟尘的浓度大小程度, Cash表示溶尘损失的百分比程度。因而在计算炉气的物理数值中, 需要对各构成部分的焓值以及相应的参考资料进行有效的考量, 并在炉尘计算中考虑到准确的数据, 并对其转炉炉尘的密度进行一定的判定, 要取值在0.173KG/Nm3。这种取值是相对于中小型的转炉炉尘密度进行考虑的。其可以取值在0.22KG/Nm3通过这些可以有效对其进行炉尘估算。并可以对炉气中的一氧化碳在燃烧中的放热效果进行判定, 其公式为:
其公式中TIk为当地环境温度的变化程度, Csk为湿空气的定压比热程度, 其二氧化碳以及水蒸气分解所产生的热量分解, 其二氧化碳以及水蒸气的分解程度和相关资料可以通过分解热量的计算公式进行判定。
3 辐射传热计算
大型锅炉标准计算需要对水冷壁管道的传热计算进行严格的算法设计, 其需要根据气化冷却烟道的物理特点和结构特点进行辐射热量计算公式, 设公式为:
整个公式中, Qi是冷却室受热面积所吸收的热量程度, V1是炉气的总量值, M是水冷壁的物理特点参数值, ad1是水冷壁的当量黑度表示大小, 并同时要考虑到水冷壁的热有效系数以及入口计算的烟温和出口计算的烟温程度, 使得可以得出对水冷壁的当量黑度计算的参考数值,
其中a可以表示为烟气的黑度, 进而通过对烟气黑度计算公式的对照判定, 可以得出烟气中各构成部分的黑度判定, 并要依靠各构成部分的分组压力值以及辐射层相应的厚度程度, 来进行和乘积的有效对比进而开始确定其查询的有效系数曲线值。
在公式中需要考虑的要素包含净烟气黑度以及二氧化碳的黑度关系, 同时也需要对水黑度进行考虑, 也要对烟尘辐射减弱系数的程度大小进行判定, 并要对烟气的绝对压力值要参考标准大气压的取值进行判定, 同时也要考虑到辐射层厚度值。这一公式可以有效的对烟气的黑度进行计算方法的判定。其重视中关于炉口段以及烟罩段的取值要在0.05左右, 并且炉口段要在上辐射段取0.01值, 其也需要考虑烟尘中的炉尘计算浓度以及烟尘评价温度的百分比, 并要计算出尘粒计算的相应直径。其成立的直径也需要根据其空气的过程系数进行有效的确定, 并要考虑在不构成参数在相互不同比值下所对应的变化, 进而对其水冷壁比较的系数以及水冷壁热有效的系数以及水冷壁特性参数机械一定剂量的参考判定, 在对综合试差进行判定可以得出其计算的流程过程结果。
4 结束语
通过按照机械工业部所提出的计算方法进行一定程序的计算设计, 并可以通过实例进行有效的计算方法验证, 发现其段位辐射传热数据在可知的情况下, 其流传热量的对比也相对可以判定, 其和机械部标准算法相比较更具有现实意义。
摘要：氧气汽化冷却烟道传热的计算方法是一项相对较为适用的研究算法, 通过对其烟气成分计算和辐射传热计算等计算方法的研究, 可以得出其烟气的构成以及焓值等方面的相应计算方法, 并可以按照辐射传热计算的崭新标准替代机械部传统标准关于辐射传热计算的制定。使得锅炉辐射室标准获得一个计算方法, 确定出整体汽化冷烟道的温度变化规律以及热能回收的效率情况。
关键词：氧气,转换,烟道
参考文献
[1]赵锦.转炉烟气全干式除尘及余热回收新工艺研究[D].东北大学, 2012.
[2]姬立胜.转炉烟气余热的充分回收与合理利用[D].东北大学, 2012.
汽化冷却装置 篇4
某钢厂炼钢车间内现有3座150t转炉,其中转炉汽化冷却系统存在着汽包外送蒸汽压力低、烟道本体检修频率高、烟道使用寿命偏低以及自动控制水平不高等缺点,转炉汽化冷却系统的问题逐渐成为制约转炉安全生产的重要环节,且随着炼钢生产的发展表现日益突出。鉴于以上原因,2014年本着对汽化冷却系统提压增效,降低事故率及能耗,延长设备使用寿命的原则,该钢厂对3套转炉汽化冷却系统进行系统改造,并于9月初完成1号转炉汽化冷却系统的改造工作。
1 汽化系统改造
1.1 工艺设备改造
1)烟道本体改造。
该钢厂150t转炉汽化烟道改造前的结构形式有活动烟罩、炉口固定段、可移动段、中一段、中二段、中三段、末段等7个部分,由于厂房结构空间、安装吊运条件的限制中二段、中三段、末段的烟道直径没有变化,为了满足现阶段炼钢强度和煤气回收要求,其余各段烟道直径都相应加大。
活动烟罩由原理自然循环的上下联箱结构形式改为低压强制循环的进出水联箱形式。烟气进口截面直径未变,管径为,烟气出口截面直径由改为,烟罩出口倾角变大。
炉口固定段的结构形式也进行了改进,除烟道直径由原来的改为,通过增加下部烟道冷却面积,降低烟道下部高温段单位面积受热强度,同时也降低烟气流速,减少烟气对烟道的冲刷,减少烟道内壁的磨损。另外受热管结构形式有原来的三循环模式改为单循环模式,缓减炉口段的在吹炼中期时局部出现的汽堵,改善烟道工况条件。
可移动段烟道直径由原来的改为,单独采用高压强制循环。
中一段烟道直径设计为进口,出口,中二段烟道结构形式维持原设计。
中三段和末端烟道直径没有变化,在烟道连接处由平圆弧连接改为尖角连接,有效地减少烟道积灰,改善烟道工况条件;同时末段由高压强制循环替代原自然循环,提高末段循环倍率,中三段在下降段上加设射流装置加强水循环。
中三段和末段部分受热管内增设螺旋型不锈钢导流板,大大降低了受热管内汽液两相流分层的现象,提高了换热效果,可有效防止爆管的发生,同时末段烟道本体上加设防爆装置,提高了烟道在使用过程中的安全性。
2)汽包改造。
现有转炉汽化冷却系统汽包工作压力为2.5M Pa,工作温度为225℃,满足改造后系统设计参数要求,在满足改造后的循环水上升管及下降管的管路数量的基础上,对炉口段和末段的下降管接口进行扩孔,保证各段强制循环的需求,同时为了改善系统的稳定性。
维持汽包压力稳定是保证汽化冷却系统安全稳定运行的重要条件,为了改善转炉炼钢工艺对汽包压力的影响在现有汽包上加设自动补压装置。
3)其他改造。
转炉汽化系统活动烟罩由原来的自然循环改为低压强制循环,加设2台低压循环泵,原来的高压循环泵分别供炉口固定段和可移动段,现改造为4泵并联一起供炉口固定段、可移动段、末段及射流装置,分别通过三偏心蝶阀分配流量。高压强制循环泵流量为630~655m3/h,扬程为62m。
1.2 系统改造
根据整个转炉汽化冷却系统工作压力的变化,有些分系统需进行相应的改造设计,并替换系统中的设备、管道、阀门、托座等,这些分系统包括:循环水系统、蒸汽系统、排汽系统、给水系统、排污系统。为保证整个系统长期稳定安全生产,增加受热管防堵装置和抗振动用阻尼器等,其中受热管防堵装置能够有效地防止在烟道安装、试压及调试过程中烟道本体及循环水管道内的杂质进入烟道各段受热管;抗振动用阻尼器能够有效地减少系统运行中循环水管路的振动,特别是在吹炼中期和后期。
2 汽化冷却系统设计
作为转炉汽化冷却系统的心脏部分—循环水系统,主要包括了烟道本体、汽包、除氧器及除氧水箱、循环泵组、阀门、循环水管道及其他辅助设备设施等。循环水系统的设计、设备制造、安装、维护等各个环节都直接影响着系统运行的好坏,作为首要环节,循环水系统的设计必须做到合情合理,同时符合《锅炉安全技术监督规程》等规范要求,因此在循环水系统设计上,必须经过严格的热负荷计算、水力计算和强度计算,确保烟道本体设计安全、各部件断面热强度合理、循环管道路由布置合理。传统管路按路由方便布置管道,将给烟道带来了极大的负担,降低其使用寿命。
文中改造从烟道本体、汽包及系统压力升级等要求出发,对原循环水系统设计进行核算,并进行合理调整及修改,以期达到系统的最优化。
2.1 热负荷计算原理
1)热力计算的目的。
a核对余热锅炉排烟的温度,调整受热面确保排烟温度达到预定值;
b确定最大蒸发量,提供选择汽冷部件的理论数据;
c当需要进行水循环计算时,热力计算应确定出表面热强度;当需要计算水冷壁的壁温时,则需算出最大表面热强度及其相应部位。
2)烟气焓值计算。
烟气的物性参数主要需要确定汽化冷却入口烟温和焓值,而炉气的燃烧产物,进入烟罩时,所携带的热量主要包括炉气的物理热、一氧化碳等可燃物通过燃烧所放出的化学热,以及空气带入的热量,其中空气带入的热量主要包括从烟罩入口的空气和汽化烟道高温段漏入的空气,漏入空气温度一般可按35℃考虑,进入烟罩的热量,除去烟气带入的热量外,尚包含灼热的炉衬和熔池内的金属向罩内的辐射传热,因此,对烟气的焓值计算可参考公式如下:
式中:I—烟气的焓值,k J/m3;
II—炉气的物理热,k J/m3;
Ir—炉气中的可燃物燃烧放热,k J/m3;
Ik—空气带入热,k J/m3;
IF—炉气中二氧化碳与水的分解热,k J/m3。
3)换热量计算。
各段烟道热负荷包括辐射换热和对流换热两部分,各段汽化烟道的换热量主要计算公式如下:
式中:Q—各段烟道传热量,k J/m3;
Qf—辐射传热量,k J/m3;
Qd—对流传热量,k J/m3;
ψ—水冷壁热有效系数;
M—特性参数;
αdl—汽化器当量黑度;
T″—各段烟道出口烟温,K;
T'—各段烟道入口烟温,K;
Fw d—辐射围挡面积,m2;
K—对流传热系数;
Δt—温差,K;
H—对流传热面积,m2;
Vl—平均炉气量,m3/h。
4)瞬时蒸发量计算。
汽化烟道各段的瞬时蒸发量根据热力计算求得的各段烟气有效放热值QF,按以下公式计算各段在该工况瞬时蒸发量D:
式中:D─瞬时蒸发量,t/h;
QF─烟气的有效放热值(炉气),k J/m3;
Vl─炉气量,m3/h;
i"─汽包额定压力下的饱和蒸汽的焓,k J/kg;
igs─给水焓,k J/kg;
i'─汽包额定压力下的饱和水焓,k J/kg;
ρ─排污率。
2.2 水力计算原理
1)强制循环系统。
对任何锅炉而言,流体特性的参数包括流量参数和真实流动特性参数。这些参数都是余热锅炉水循环计算的重要参数,此外还有流体的流动阻力(管组内的压力降)。强制循环系统的动力是循环泵和强制循环系统介质密度差,它迫使换热介质进行从汽包、下降管、循环泵、烟道配水联箱、烟道下联箱、烟道受热管、烟道汇集联箱、烟道上联箱、上升管回至汽包的水循环。在此过程中,它需克服循环回路的总阻力损失(沿层阻力和局部阻力)。所以,当循环动力大于循环阻力,系统是合理的。反之,系统就不合理。同时,计算过程也是选择泵扬程的重要手段。流量参数的计算方式如下:
循环流速w0为:
式中:G─流经管组的介质流量,kg/h;
F─管组的内截面积,m2;
γ'─饱和水的密度,kg/m3。
质量流速wγ为:
2)自然循环系统。
自然循环是依靠工质(水和汽水混合物)的容重差形成水循环,自然循环系统由汽包、下降管、烟道受热管和上升管组成。汽包中的水沿不受热的下降管下行到联箱中,由此引入烟道受热管加热,水成为汽水混合物,沿上升管回到汽包中去。在烟道下联箱进水处假想有一个平面,其左右的压力差就是推动水能够自然循环的推动力。
在该平面左侧产生的压力P1为:
断面右侧的静水柱压力P2为:
在端面左右便会产生压差ΔP,ΔP=P1-P2。其中:H=H3+H2,最后可得出:
式中:ΔP─自然循环的动力压头;
r1─下降管中水的重度;
r2─上升管中汽水混合物的重度;
r3─活动烟罩中汽水混合物的重度。
烟道水循环压头示意图如图1所示。
3 理论计算与实际运行参数的对比及分析
根据热力计算和循环水动力的计算原理,并结合《氧气顶吹转炉汽化冷却设计》和《水管锅炉》相关计算方法,可以模拟计算出各段烟道烟气进出口温度、各段烟道热强度、各段烟道循环流量、各段循环系统阻损、蒸汽产量、各段烟道循环水出口温度等相关参数,尤其在系统调试和运行前期,强制循环部分各段烟道的循环流量对于系统调试及运行起到非常重要的指导作用;各段烟道循环水出口温度计算值与运行值的对比,对于评估循环系统设计好坏具有重要的参考价值。
该企业在2014年8月28日改造设计后,1#转炉汽化冷却系统进行投产试运行,并在正常运行30炉后开始进行部分数据采集和分析。
3.1 各段烟道的进出口烟温的确定
转炉汽化烟道的热负荷则是每13~l6min内从0变化到最大,且这一变化是每30~40min 1次,负荷变化量随炼钢转炉炉容的增大而增大,热强度从0变化到150~400k W/m2。最大负荷或热强度值取决于炼钢吹氧强度,炼钢工艺冶炼期吹氧强度一般在20000~25000m3/h间变化。另外最大负荷或热强度还与转炉炼钢是否降罩有关,因为降罩与否决定了空气过剩系数的大小,使最大负荷或热强度变化。值得注意的是炼钢中期炉气量较稳定,这就是能较准确进行转炉汽化冷却系统设计并安全运行的理论依据。该系统实际的烟温变化量如表1所示。
3.2 强制循环流量的确定
强制循环系统炉口固定段和末段的流量理论计算值为550m3/h,可移动段和中Ⅲ段射流装置的流量理论计算值为330m3/h,高压强制循环泵组最大循环水量能达到690m3/h,考虑炉口固定段和可移动段烟道换热面受热强度大,提高循环流量对这两段烟道寿命有利,所以在实际调试运行中,炉口固定段和可移动段的循环水量比计算值偏高,具体各段循环流量分配如表2所示。
m3/h
在实际生产中炉口固定段热负荷变化较大瞬时能超过400k W/m2,炉口固定段流量在吹炼中期会出现短暂的波动,瞬时流量值低到130m3/h,受热管中含汽率偏高、循环动力减弱,长期运行会影响炉口固定的寿命。因此炉口固定段的受热管结构有三回程改为单回程设计,大大减弱了瞬时热负荷变化对水循化的影响,其流量变化值如图2所示。
3.3 各段烟道出口循环水温度测量与分析
转炉吹炼时,自然循环部分各段烟道出口循环水管温度与吹炼时间的关系如图3所示。测温时间分别定在吹炼3min到11min,此时处于煤气回收期的高峰期,同时也是烟道换热、回收蒸汽的阶段,通过控制外送主蒸汽自控阀开关等措施,将汽包压力稳定在1.4MPa,并对烟道出口循环水管温度进行测量,温度采用测温枪进行测量,测温位置设定在汇集联箱出口处。由图3可知,自然循环部分中Ⅰ段、中Ⅱ段及中Ⅲ段烟道出口循环水管温度随着吹炼时间的推移基本保持不变,可以推断,中Ⅰ段、中Ⅱ段及中Ⅲ段烟道出口管内介质处于两相流饱和状态。
强制循环出口水管温度与吹炼时间之间的关系如图4所示。强制循环部分,炉口固定段及移动段烟道出口循环水管温度随着吹炼时间的推移基本保持不变,而末段烟道的温度随着吹炼时间的推移不断地升高,可以推断,炉口固定段和移动段烟道出口管内介质处于两相流饱和状态;而末段烟道出口管内介质温度低于理论计算两相流饱和温度,所以末段出口管内介质处于过冷水状态。
转炉吹炼时间共15min,对自然循环各段烟道进行测温,测温时间分别定在0min、1min、3min、5min、7min、9min、11min及结束,自然循环部分各段烟道出口循环水管温度与汽包压力之间的关系如图5所示。
自然循环部分烟道出口循环水管温度随着汽包压力的升高而升高,这说明了该系统在未设置蒸汽引射系统的情况下,仍能很好地进行自然循环。根据理论计算,在汽包压力0.85MPa的情况下,自然循环系统不易自循环,从图5及多次运行测量数据可以看出,汽包压力在0.6~1.2MPa范围内,自然循环部分烟道出口循环水管温度随着汽包压力的升高而升高,这说明了该系统情况下,仍能很好地进行自然循环。
4 结语
1)通过改造,转炉汽化系统最高工作压力由1.6MPa升级到2.5MPa,提高了蓄热器的蓄热能力及蒸汽品质,优化了企业的余热回收系统。
2)在实际运行中,炉口固定段受面热强度往往大于400k W/m2,为满足生产工况,在设计时其质量流速应该按大于1500kg/(m2·s)考虑,受热管结构建议采用单回程形式。
3)在运行前期,忽略各段烟道受热管结垢、堵塞等影响因素,通过测量数据分析,烟道系统设计、系统计算及强制循环流量的选取均能满足实际运行的要求,烟道并未存在过烧的情况。
4)通过加设汽包自动补压装置,改善了烟道系统水循环,避免出现降压闪蒸汽堵、循环减弱、上升管停滞及倒流等现象。为合理延长烟道寿命提供一定的保障。
摘要：简述某钢厂150t转炉汽化冷却系统改造的优点及实际运行参数与理论设计的对比,主要介绍烟道本体结构改造和循环系统的改造,通过对汽化冷却系统实际运行时现场数据的采集分析,优化出满足实际运行要求的烟道系统设计、系统计算及循环流量等参数,实现合理延长汽化系统的使用寿命。
关键词：转炉,汽化冷却,高压强制循环,自然循环
参考文献
[1]GB/T 16507-2013,水管锅炉[S].
[2]GB/T 28057-2011,氧气转炉余热锅炉技术条件[S].
[3]氧气转炉烟气净化及回收设计参考资料编写组.氧气转炉烟气净化及回收设计参考资料[M].北京:机械工业出版社,2007.
汽化冷却装置 篇5
1 汽化冷却烟道运行机理
1) 汽化冷却烟道的实质是余热锅炉, 其运行机理遵循锅炉原理, 所不同的是, 锅炉是连续作业, 而烟道是间歇式作业。因转炉冶炼一炉钢需要39min, 其中吹炼时间为13～15min, 该过程存在热交换, 其余过程则不存在热交换。吹炼过程随着吹炼初、中、后期热负荷发生交替性变化, 因此, 汽化冷却烟道在运行和维护上比锅炉复杂, 使用寿命要比锅炉短得多。
2) 如图1所示, 在一定压力下水的循环取决于上升管及下降管的阻力, 水循环的动力来自上升管与下降管中水的密度差 (炉口移动段采用中压强制循环的除外) 。在一定范围内, 表现为高压力循环上升阻力小, 蒸汽体积减小, 水被汽隔绝的几率减小, 有利于烟道寿命的延长。
汽包的作用在于汽水分离和对烟道提供水源, 影响汽水分离的3个因素分别为分离空间、蒸汽负荷、压力。
2 常见漏水原因
2.1 竹节裂纹
烟道温度在1200～50℃, 变化频繁 (3～6次/h) , 冷热交替变化产生交变内应力。长期运行中, 管道产生过度疲劳的现象, 形成竹节裂纹。
烟道内壁水垢是影响管道冷却强度不够的重要因素, 也是管道产生竹节裂纹的根本原因, 由于软水不可避免的存在Mg2+、Ca2+、弱酸等离子, 在冷却水长期运行过程中会在管子内壁沉积一定厚度水垢 (硫酸盐、硅酸盐) , 当厚度超过50μm时, 烟道导热系数迅速下降, 造成换热不良、冷热不均, 在长期经受温差频繁变化情况下, 竹节裂纹很容易就产生了。
2.2 环状裂纹
由于超过1300℃高温烟气对锅炉管内壁的烘烤, 汽泡沿管内壁习惯成形成, 靠水的流速将其带走, 如果水循环不畅或上升管阻力大, 水流不能很好地将汽泡带走, 汽泡长大上浮, 则汽泡所附着的管壁出现干烧, 汽泡上升后, 补充上的水对其又是一个激冷, 由此产生热负荷冲击, 锅炉管热疲劳损坏, 产生环状裂纹。
2.3 爆管漏水
如果烟道内负压过大, 造成大量空气被吸入烟道, 这些空气中的氧气与煤气混合后, 在高温下发生剧烈燃烧, 甚至局部可能发生爆炸, 烟道内局部热负荷突然增大, 甚至超过了管道所能承受的极限热负荷, 再加上部分管道冷却水循环不畅, 造成部分管道受热过大而爆裂。
3 其他漏水因素
1) 余热锅炉稳压系统运行不正常造成汽化系统的频繁波动, 内压应力的不断变化而引起的疲劳破坏 (破口处为横向破裂) , 同时系统压力波动太大也影响水循环特性。
2) 冶炼过程喷溅大, 钢渣溅到移动段烟道受热面上, 形成大面积结渣, 结渣区域换热效果不好, 易造成局部过热损坏;清渣过程或结渣自然脱落过程中也容易造成受热面机械损伤。
3) 煮炉过程未将系统中的安装施工垃圾排出, 施工垃圾有可能堵塞烟道个别排管节流件的节流孔, 导致个别排管缺水过烧 (个别排管因为缺水, 管壁温度升高, 机械强度降低, 管子承压产生的应力超过材料屈服极限, 使管子变形、鼓包, 直至爆破。破口为纵向破裂) 。
4) 余热锅炉稳压系统运行不正常造成汽化系统的频繁波动, 内压应力的不断变化而引起的疲劳破坏 (破口处为横向破裂) , 同时系统压力波动太大也影响水循环特性, 汽包液位不稳, 波动较大。汽水分离挡板焊接质量缺陷或分离挡板设计缺陷, 汽水分离挡板受到上升管汽水混合物的冲击脱落从而堵塞下降管, 导致烟道缺水过烧, 管壁热应力过大爆裂。
4 解决措施
4.1 水质管理
制定软水给水和系统炉水水质管理标准;制定软水给水和系统炉水取样制度, 并优化现场取样条件;明确化检验渠道和频次;制定加药制度。当水垢厚度达到50μm时, 要进行煮炉。
煮炉的主要目的之一是:余热锅炉系统设备在制造、装配、运输和安装过程中、经常受到各种污染、如钢垢、焊垢、腐蚀产物 (FeO、Fe2O3、Fe3O4) 、油、油脂、尘土、污泥, 临时保护涂层和其他污染等, 要通过煮炉进行系统清洗、污染物排除。一般1t水配100kg盐酸, 冲洗6～10h不等。
4.2 建立排污制度
每天必须对移动段、固定一段、固定二段、烟道末段进行至少6次排污, 确保烟道循环水的清洁, 防止堵塞烟道。对软水箱底部全停时进行清理排污及化学防腐, 呼吸器每周水箱换软水一次, 保持呼吸器清洁。
4.3 汽化冷却系统的稳压
汽包内的锅水经下降管分配至各段烟道, 被加热变为汽水混合物后进入汽包进行分离, 分离后的水通过下降管再次进入烟道进行循环。分离出的蒸汽送入蓄热器, 经调压至0.8～1.3MPa后送入分汽缸, 供用户使用。
通过合理设定汽包出口蒸汽调节阀、蓄热器出口蒸汽调节阀、分气缸至除氧器及水箱加热用蒸汽调节阀、分气缸供外网用蒸汽调节阀PID参数, 使得汽化冷却系统在一个相对稳定的压力下运行, 避免汽化冷却烟道循环管内应压力剧烈变动引起的疲劳损伤。
4.4 炉口微差压控制
为了有效地控制烟道内的负压, 将一次除尘风机转速变频控制。要求, 转炉吹氧冶炼时, 将风机转速控制在1300r/min 之内, 入口压力控制在-18kPa以上, 在非吹炼时间内, 将风机入口压力控制在-5kPa以上, 实现炉口微正压操作, 有效遏制爆炸发生。
4.5 汽包设备的改进
汽水分离挡板及下降管接口处隔栅的改进。由上升管上来的汽水混合物对汽水分离板的冲击力较大, 经常造成汽水分离挡板脱落, 脱落的分离挡板插入下降管接口处格栅内, 易堵塞下降管关口。将分离挡板改为由撞击孔板和撞击挡板组成, 撞击孔板由带孔的钢板和带孔的角钢焊接而成, 带孔角钢增大了汽水分离面积, 同时由于大量孔的分布, 缓冲了上升管对分离板约30%左右的冲击力, 撞击挡板起到进一步分离汽水的作用。汽包下降管接口处隔栅原为平板结构, 在分离板脱落时容易造成堵塞, 现改为防护罩形式, 以彻底解决这一问题。
摘要：具体介绍了转炉汽化冷却烟道的原理及常见漏水原因, 并给出了解决方案。
关键词：汽化冷却,烟道,漏水,解决措施
参考文献
[1]郑金星, 王振光, 王庆春.炼钢工艺及设备[M].北京:冶金工业出版社, 2011.
汽化冷却装置 篇6
邯郸钢铁公司新区500万吨炼钢工程炼钢车间2×250t汽化冷却烟道包括裙罩、固定烟罩、可移动烟罩、冷却烟道及转角烟道，其中冷却烟道分两段供货，转角烟道分三部分供货，总共三个接口，都需要在现场焊接，而由于烟道属于尺寸较大，又可能需要高空作业，施工难度较大。烟道参数如下：1)材质：受热管20G隔板(双面倒角扁钢)20;2)设计压力：4.4MPa;3)工作温度：烟道出口温度～1000oC，蒸汽管道260oC;4)受热面积：～700m2;
2 焊接方法
2.1 工艺流程
2.1.1 冷却烟道组对焊接
2.1.2 转角烟道组对焊接
转角烟道组对焊接参照冷却烟道组对焊接施工工艺流程，先组对转角烟道1和转角烟道2，最后与转角烟道3组对。
2.2 冷却烟道施工过程
在FG跨10～12线选择一处宽敞场地，地面经垫平压实后，用25m m钢板铺设30m×6m的钢平台作为组对烟道。
根据烟道管屏外径，用20mm钢板制作4个圆弧支座(高度约为800m m)，放置于钢平台上合适位置，使用经纬仪和水准仪调整4个圆弧支座在同一直线上同一标高。使用50吨吊车吊装冷却烟道1就位于圆弧支座上，为防止烟道1就位时使圆弧支座窜动，应事先将其点焊于钢板上。然后就位冷却烟道2如下图示意，冷却烟道2与冷却烟道1上的螺旋定位板对应位置对接，保证位置无误。由于烟道的管子众多，所以事先应将对应位置做好标记。利用千斤顶调整冷却烟道1和冷却烟道2对接管束间的间隙和错边量，使之符合规范及设计要求。
焊接对接管束，管束为180根Ф60×5的20G钢管，焊接时可在烟道两侧搭设2个1.8m高的平台。
2.3 转角烟道施工过程与冷却烟道施工过程相同
3 焊接工艺选择
3.1 焊接工艺应考虑的两个方面
汽化烟道在转炉冶炼过程中周期性受高温转炉烟气的冲刷，长期承受交变应力，受热管与隔板之间焊缝在使用过程中易出现受热管管壁撕裂现象，产生渗漏。主要原因是受热管与隔板焊接时焊接电流过大使受热管侧产生咬边，在高温、交变应力作用下扩展，形成管壁撕裂。
受热管束是汽化烟道的受压部件，受热管对接焊缝的焊接质量对烟道使用产生很大影响，背面焊瘤影响汽化烟道的出力及水汽循环，严重时会导致受热管烧穿;当焊缝内存在缺陷及根部未焊透时减小受热管承压能力。因此烟道焊接技术要求：用x一射线探伤检验焊缝内在质量及背面成型情况。
3.2 焊接前准备
采用角向磨光机磨制受热管、隔板坡口，并清除距坡口边缘30～50 m m范围内的油污、水和铁锈。
3.3 受热管与隔板焊接
受热管与隔板焊接是产生焊接变形和应力的主要因素，由于该焊缝对强度没有过高要求，隔板的主要作用是导热和隔烟，装配时严格控制间隙，尽量减小焊缝截面积控制管壁侧咬边。
1)焊接装配详图如下：
2)焊接工艺参数。焊接方法：手工焊;焊条牌号：E4303;焊条直径：3.2mm。
3.4 受热管对接焊缝焊接
1)焊接详图如下：
2)焊接工艺参数。焊接方法：氩弧焊;焊丝牌号：H08Mn2SiA;焊丝直径：2.5mm。
3)焊接变形减少措施。为了减少焊接变形，每段周向分八个区域见下图。每段有几名焊工采用对称跳焊。即甲焊工焊I一1内侧，乙焊工焊I一5外侧;丙焊工焊Ⅲ一3内侧，丁焊工Ⅲ一7焊外侧。跳焊完一根隔板，间隔4～5根再焊接另外一根。
在烟道内外的焊接工作严格按照国家标准及施工图中的要求施焊，确保探伤及气密性试验的要求。
焊缝检验比例：焊接后对接焊缝应进行25%射线探伤。
4 结语
汽化冷却装置 篇7
关键词：加热炉,热效率,余热回收,汽化冷却系统,饱和蒸汽
1 引言
湘潭钢铁某厚板厂有3座步进梁式加热炉。炉内支撑梁冷却方式均为水冷却, 不仅耗水量大, 且冷却水带走的热量不能再回收利用, 造成了能源的巨大浪费。本改造方案对3座加热炉支撑梁冷却方式由水冷方式改为汽化冷却, 用水量仅为水冷却的1/60, 具有显著的节水效果, 由于系统温度的提高, 这对减轻钢坯黑印, 改善钢坯加热炉质量也有一定的好处。并在烟道中安装蒸发器和过热器, 对烟气进行深度余热回收, 产生的过热蒸汽用于发电, 降低了轧钢厂的运行成本, 改善环境, 达到节能降耗的目的。
2 原加热炉技术参数
炉子有效长:41400mm, 炉子内宽:8120mm;炉子产量:140t/h坯料规格:宽度1200mm, 厚度220mm, 长度7500mm;燃料:高焦混合煤气, 热值2200Kcal/Nm3。
3 技术改造主要内容
3.1 概述
本套系统中共有三座加热炉, 其中给水、加药系统是共用系统, 其它如排污、蒸汽、循环系统都是独立的。生产时3座加热炉2用1备, 即设计发电机组时只能按2台加热炉正常生产时产生的蒸汽量配备发电机组。
3.2 改造的主要设备
炉内支撑梁及绝热包扎;汽包规格:Φ1800x8000mm, 每座加热1台;单座加热炉配置电动循环水泵2台, 1台工作, 1台备用;单座加热炉配置1台柴油循环水泵, 停电备用泵;3座加热炉共用1台热力除氧器;给水系统配备3台电动给水泵, 2用1备;3座加热炉共用1台柴油给水泵, 停电备用泵;软水供给配有3台软水泵, 2用1备。
加药装置由联氨加药装置和磷酸三钠加药装置两个独立的加药部分组成。
在每座加热炉煤气换热器后烟道内设置一套蒸汽发生器和一套过热器。
4 改造后蒸汽及烟气的参数
经过炉内水梁循环后汇集到汽包内蒸汽主要数据:汽包额定压力1.6MPa;蒸汽并网压力1.27MPa;绝热层完好时平均蒸汽产量7.7t/h (约60% 额定负荷) ;绝热层脱落10% 时蒸汽产量16.1t/h (额定负荷) ;连续排污率 (正常生产) ≤5% (产汽量) 。
经过现场测定蒸汽过热器参数:过热蒸汽量:6.4t/h;蒸汽进口压力:~ 1.27MPa G;进口蒸汽温度:≥194℃;出口蒸汽温度:>250℃。
经过过热器后的烟气参数:进入过热器的烟气最高温度 <450℃, 常用负荷下蒸发器后烟气温度 <240℃。
5 注意事项
水梁设计时, 要充分考虑, 炉膛内的高度。特别是活动梁立柱, 因活动梁立柱较长, 穿过炉底时, 炉膛内高度空间不够, 从炉底下部也没有足够空间穿上来, 因此设计时要考虑好水梁立柱怎么安装, 是否需要分成两节, 现场再焊接。
水经过炉内水梁循环后产生蒸汽, 蒸汽和水形成汽水混合物, 汽水混合物在循环管路系统的拐角处会产生气阻。因系统中循环的动力为蒸汽循环泵, 流速较高, 在管道的拐角处会形成水流的较大阻力, 导致管道振动较大, 所以在管道的拐弯处, 要使用较大的转弯半径, 减少局部阻力损失, 一般是3 ~ 5倍的管道直径。
循环管路支架, 安装位置要合理, 强度要够, 特别是水管的拐弯处, 安装要牢固。
测量装置的导压管, 在冬天比较冷的地区, 要考虑管道伴热, 以免停炉后冻裂水管及测量元器件。
所用的循环水, 要严格按照国家低压锅炉用水标准, 以防长期运行中出现结垢、溶解物的沉积等现象堵塞循环管路, 造成水管的破裂, 降低使用寿命。
设计时充分考虑管道的排污, 管道运行后的冲洗, 以及在北方使用的加热炉, 停炉后水管内的水应尽可能的放净, 避免冬天冻裂水管和设备。
设计排烟温度、蒸发器、过热器时, 要考虑烟囱的抽力, 降低排烟温度和增加烟道阻力后, 烟气能否排出, 烟囱的抽力能否满足要求。
6 本次改造中出现的问题
施工完毕后, 点火烘炉, 等炉温达到出钢温度后, 出现某些管道振动较大, 管道窜动约10cm, 严重超出了汽化冷却系统的振动范围。经仔细查看分析原因后, 停炉整改, 整改完毕后现象消除。具体原因如下:施工过程中没有完全按照施工图制作, 在某些管道的拐弯处使用较小的弯头半径, 循环水流通不畅, 冲击力太大。
在拐弯处没有安装支架, 两侧的支架距离太远, 管道固定不牢。
7 蒸汽发电
3座加热炉的过热蒸汽并网后, 送往蒸汽发电机组。按照轧钢厂生产要求, 加热炉是2用1备, 平时2台加热炉生产, 所以产生的过热蒸汽量为2台加热炉之和。
根据国内小汽轮机发电机组的设计参数, 选择汽轮机排气压力为0.007Mpa, 因此可以计算出汽轮机功率:
式中符合说明:流量:Q=6.4x2=12.8x103kg/h;进口热焓值为:H0=2786KJ/Kg, 出口热焓值为:H1=2572.2KJ/Kg;汽轮机效率:η=0.7;电能当量值:3600KJ/Kw。
故该部分蒸汽可以做功532k W/h, 因加热炉生产具有很大的波动性, 则按产生蒸汽量的95% 计算, 即发电量约为505k W/h计算, 则年创效益为:
505千瓦 / 小时x7000小时 / 年x0.65元 / 度 =229万元 / 年
经过发电机组后形成的冷凝水, 送回加热炉汽化冷却的软水箱, 重复利用, 即节约了能源, 又创造了效益。
8 结束语
应用前景分析:我国是一个钢铁大国, 现有常规燃烧的轧钢加热炉近千余座。现投入的企业很少, 约有1/4, 所以潜在的市场数量很大, 前景非常广阔。这是一个利国利民的技术, 应该有广泛的改造市场。其技术成熟, 经济合理, 具有良好的经济效益、环保效益、社会效益, 值得在钢铁企业内大力推广应用。
参考文献
[1]钢铁厂工业炉设计参考资料[S].北京:冶金工业出版社.