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到85.6%以上，高于常規加熱爐。這主要是因為采用了蓄熱式燒嘴的結果，雖然排出爐膛的煙氣溫度較高，但是由于該系統的余熱回收率高，使得排出蓄熱室而進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，而與爐子各段的溫度等因素無關，能否達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機抽力的校驗過程為：根據進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；確定蓄熱箱傳熱面積；對實際的綜合傳熱系數與設計的綜合傳熱系數對比，從而對比校驗蓄熱箱效率。并且對蓄熱箱阻力進行計算，校驗排煙風機抽力。確保蓄熱箱阻力和風機抽力的匹配。

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換出的熱量，J

k—蓄熱體綜合傳熱系數，W/（m2·℃）

τ—換向時間，s

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

其中：ΔTmax=Tf1-Ta2，ΔTmin=Tf2-Ta1

式中：Tf1、Tf2—煙氣進出蓄熱箱的溫度，℃

Ta1、Ta2—空氣進出蓄熱箱的溫度，℃

在蓄熱箱熱交換的工作過程中，如果高溫煙氣在排煙周期帶入的熱量與燃燒周期時空氣和蓄熱體完成熱交換的熱量相當，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），要求達到85%以上，實際生產過程中進行蓄熱箱溫度效率的比較，通過實際測量煙氣進出口溫度、空氣進出口溫度進行對比（溫度測量點見圖1），并計算換熱效率進行對比[3]，實際換熱效率較差的需對閥門和蓄熱箱設備檢查處理。

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k1=Q/（S·Δtm·2·τ）

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

αc—冷卻期綜合換熱系數，W/（m2·℃）

λ—蓄熱球導熱系數，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和換向參數進行調整；更換小球，并對換向閥的密封性和實際換向時間進行確認；標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，如果小球的支撐網格板損壞，蓄熱箱將持續超溫或堵塞，利用定修時對網格板和小球進行處理，保證蓄熱換向的運行正常，提高換熱效率。

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

表1 蓄熱箱小球高度標定

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定，確保蓄熱箱熱效率不會降低。

當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，校驗風機抽力是否合適，并進行適應性調整。

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－標準狀態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為風機的抽力。如果-0.10≤dl≤0.10，說明蓄熱箱阻力合適，否則調整風機參數或調整蓄熱箱煙氣阻力。

2 排煙控制策略優化

煙氣回抽系數原有控制是根據煙氣換向閥的開/閉狀態來判定燒嘴的工作狀態，進而按比例分配排煙量，然后對應按比例設置回抽系數。蓄熱箱的排煙效率主要依靠煙氣換向閥的工作狀態和空氣換向閥的工作狀態，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和回抽系數計算的依據都是不合理的。燃燒產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行控制投入和切除，由于閥門狀態不穩定，依靠煙氣換向閥和空氣換向閥的狀態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：當段排煙溫度過高時，通過排煙溫度與報警溫度的偏差對煙氣回抽率進行修正。

優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（排煙機前），設定一個溫度值，通過煙氣溫度調整調節閥開度，控制排煙量，保證燒嘴的正常工作和發揮最佳的蓄熱效果。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。

根據各段排煙溫度確定排煙控制。根據設定的排煙溫度確定各段煙氣調節閥的開度?？刂贫闻艧煖囟葧r，根據PID 參數調節煙氣調節閥的開度。通過計算實際排煙溫度與設定排煙溫度之間的偏差ΔT，獲得PID 調節器的輸入量，PID 調節器計算后輸出煙氣調節閥的開度來控制排煙溫度。對排煙溫度PID 調節器的要求為：連續穩定、調節速率不能過快。設定排煙閥的上下限，根據各空氣閥燃燒數量和燒嘴狀態修正。煙氣抽吸率應在65%～75%之間；煙氣溫度應在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λ，下限為0。修正系數λ 根據不同加熱段取值0.4～0.5。

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

3 板坯裝入時的溫度計算優化

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

σ—Stefan-Bollzmann 常數

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—板坯熱傳導率，×4.18 kJ /m·h·℃

板坯裝入對板坯表面溫度進行修正，減少環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行對比，不同在庫時間段內如果板坯實測溫度低于板坯裝爐溫度最低值，要以最低值進行修正。板坯在庫時間與最低裝爐溫度的對應關系見表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 ℃進行裝爐溫度處理，如大于400 ℃按照實際測量溫度進行裝爐溫度處理。

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，原爐頂內部可塑料厚度不變，通過改進減少爐頂散熱損失，改進后的爐襯結構見圖2。改進后可降低爐頂表面溫度20 ℃，爐頂平均溫度≤100 ℃。

圖2 優化后的爐頂爐襯結構示意圖

通過現場調研，將原爐頂外部隔熱層改為隔熱性能優異的納米板、高溫納米密封料和低溫納米密封料進行密封，同時對高溫段爐墻進行多晶莫來石纖維組合塊內貼，以此來降低爐頂及側墻的散熱損失。爐頂結構材料達到亞納米級，具有良好的保溫性能及氣密性，適用溫度高，保溫性能穩定且不易衰減，組成材料為全無機材料，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，高溫下化學穩定性好，結晶粉化率低，不掉渣，無需預埋錨固件，更易于安裝，結構牢固，更安全，抗熱震性能好，抗氣流沖刷。寶鋼2050產線1#加熱爐（預熱段、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，爐墻內襯經表面清理后安裝多晶莫來石貼面塊。爐頂和側墻熱成像測量平均溫度下降明顯，改進后爐頂平均溫度為98.3 ℃，側墻平均溫度為115 ℃，通過爐頂隔熱改造，節約加熱爐燃耗約0.7%，該項目使1#爐燃耗下降0.3 kg 標煤/t，經濟效益為0.3×170 萬t×2.1 元/kg 標煤=107 萬元/年（按1#爐年產量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化，減少爐體散熱，保證換熱效率，可以進一步提高熱效率。

（3）對裝爐溫度的溫度計算優化，確保板坯計算溫度的準確。