董茂林，廖 強(qiáng)(.重慶大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點實驗室,重慶400004；2.中冶賽迪技術(shù)研究中心有限公司，重慶400020)

1 概述

在電弧爐冶煉的過程中，會產(chǎn)生大量的高溫?zé)煔?，且含塵量高[1]。高溫含塵煙氣攜帶的熱量約為電弧爐輸入總能量的11%,有的甚至高達(dá)20%。這些高溫?zé)煔獠粌H帶走大量的熱，而且給電弧爐的除塵系統(tǒng)帶來了巨大的負(fù)擔(dān)，不但降低了氧化鐵的回收率，而且造成了嚴(yán)重的污染問題[2-3]。國內(nèi)鋼鐵企業(yè)為了進(jìn)一步降低電弧爐煉鋼成本，電弧爐工序普遍出現(xiàn)鐵水兌廢鋼冶煉模式，有的鐵水比例高達(dá)70%左右，呈現(xiàn)電弧爐設(shè)備“轉(zhuǎn)爐化”的趨勢[4]。隨著電弧爐入爐鐵水比例增加，產(chǎn)生的煙氣溫度、流量、CO含量及含塵量相對全廢鋼電弧爐均有大幅增加。如何將這部分高溫?zé)煔庵械娘@熱充分地回收，變廢為寶，使余熱回收系統(tǒng)運行更加穩(wěn)定，同時降低除塵系統(tǒng)運行成本和企業(yè)的生產(chǎn)成本，是電弧爐煉鋼企業(yè)必須重視的問題。

目前國內(nèi)和國際上的電弧爐仍有很多沒有回收煙氣余熱[5]，有的只是部分回收了煙氣余熱[6]，隨著兌鐵水比例的增加，電弧爐煙氣的溫度變得更高。電弧爐蓋頂部主要有4個孔，3個電極孔用來插入電極，第4個孔用來引出煙氣，因此業(yè)內(nèi)通常稱電弧爐的一次煙氣為四孔煙氣，以區(qū)別于電弧爐密閉罩內(nèi)的煙氣和屋頂罩的煙氣。若不回收四孔煙氣的全部余熱，將會造成大量的能源浪費。因此筆者參與研發(fā)、中試建設(shè)了一套電弧爐煙氣全余熱回收裝置，并進(jìn)行了現(xiàn)場測試，以便對電弧爐煙氣余熱回收系統(tǒng)的煙氣溫度、換熱系數(shù)、煙氣組成、煙氣流量等關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行研究。

2 電弧爐煙氣全余熱回收裝置

研發(fā)的電弧爐煙氣全余熱回收裝置見圖1，裝置設(shè)計參數(shù)見表1。該裝置采用高低壓復(fù)合循環(huán)的冷卻方式，Ⅰ段煙道、燃燒沉降室頂蓋、Ⅱ段煙道、列管余熱鍋爐均采用汽化冷卻方式(指與水進(jìn)行換熱，使水汽化，從而煙氣降溫)回收電弧爐四孔煙氣約250～2 100 ℃的全部余熱，具有顯著的節(jié)能效果。

圖1 電弧爐煙氣全余熱回收裝置1.密閉罩 2.電弧爐 3.水冷彎頭 4.水冷滑套 5.Ⅰ段煙道 6.燃燒沉降室 7.Ⅱ段煙道 8.列管余熱鍋爐 9.布袋除塵器 10.風(fēng)機(jī) 11.煙囪 12.3個電極 T1～T7.溫度測點 C1～C3.煙氣組成測點

表1 電弧爐煙氣全余熱回收裝置設(shè)計參數(shù)

煙氣從電弧爐抽出后，與從水冷彎頭和水冷滑套間環(huán)縫混入的空氣一起進(jìn)入Ⅰ段煙道，在Ⅰ段煙道內(nèi)，煙氣降溫后進(jìn)入燃燒沉降室。燃燒沉降室頂蓋采用了汽化冷卻結(jié)構(gòu),下半部分采用混凝土和耐火材料。燃燒沉降室設(shè)計的目的是，在燃燒沉降室內(nèi)，煙氣中的CO燃盡，同時煙氣攜帶的粉塵粗顆粒也經(jīng)重力除塵沉降下來。其后煙氣進(jìn)入Ⅱ段煙道進(jìn)行換熱，進(jìn)一步降溫后進(jìn)入列管余熱鍋爐，降溫至250 ℃以下后與密閉罩出口的除塵風(fēng)混合送入布袋除塵器，除塵達(dá)標(biāo)后的煙氣經(jīng)過風(fēng)機(jī)從煙囪排出。

3 測試結(jié)果與分析

為了研究不同鐵水加入量(本文中鐵水比例均指質(zhì)量分?jǐn)?shù))下電弧爐煙氣全余熱回收裝置的煙氣組成、溫度及換熱情況，沿?zé)煔饬飨虿贾脺囟葴y點7個，分別是Ⅰ段煙道入口處T1、Ⅰ段煙道中部T2、Ⅰ段煙道出口處T3、燃燒沉降室中部T4、燃燒沉降室出口處T5、Ⅱ段煙道出口T6、列管余熱鍋爐出口T7。煙氣組成測點3個，C1、C2、C3。

3.1 煙氣全余熱回收裝置總體情況

研發(fā)團(tuán)隊在電弧爐煙氣全余熱回收裝置的列管余熱鍋爐出口裝設(shè)了煙氣溫度測點T7，收集了3個多月共計1 000多爐次的生產(chǎn)數(shù)據(jù)，兌鐵水的比例從全廢鋼到80%鐵水，列管余熱鍋爐出口的煙氣溫度均能控制在250 ℃以下，說明煙氣全余熱回收裝置在變工況條件下能夠回收電弧爐四孔煙氣250～2 100 ℃的全部余熱。

3.2 Ⅰ段煙道煙氣溫度及換熱情況

鐵水加入量不同的情況下，四孔煙氣的溫度、組成均有顯著的不同。選取鐵水加入比例接近50%時的典型工況進(jìn)行測試，此時鐵水加入量為53.7 t，廢鋼加入量為58.4 t，鐵水加入比例為47.9%。冶煉過程大體分為3個階段:加料階段、冶煉階段(包括通電、吹氧工序)和出鋼階段。圖2給出該典型工況在一個正常冶煉周期內(nèi)，Ⅰ段煙道入口、中部、出口處煙氣溫度隨時間的變化曲線。從圖2可看出，Ⅰ段煙道煙氣溫度在加料階段和冶煉階段初期(前10 min)由于沒有CO的燃燒放熱，溫度較低，并且沿程的溫度變化不大。在冶煉階段吹氧開始后，Ⅰ段煙道入口處的溫度迅速升高，并且在高溫(800 ℃以上)保持約31 min，該時段是吹氧過程CO大量產(chǎn)生的時間。Ⅰ段煙道入口處的溫度明顯高于Ⅰ段煙道中部的溫度，原因是Ⅰ段煙道入口處于CO的燃燒區(qū)域，此時煙氣的溫度很高，而且Ⅰ段煙道采用汽化冷卻，煙道外壁接近于定壁溫，煙氣與煙道之間的輻射和對流換熱都很強(qiáng)，因此Ⅰ段煙道中部與Ⅰ段煙道入口的煙氣溫差很大，最大溫差達(dá)574 ℃。到了冶煉后期，煙氣溫度開始下降，并且沿程的溫度差異減小。測試的Ⅰ段煙道入口最高溫度達(dá)1 982 ℃(遠(yuǎn)大于文獻(xiàn)[7]報道的1 600 ℃)，中部最高溫度為1 408 ℃，出口最高溫度為1 267 ℃，Ⅰ段煙道中部和出口的最大溫差為141 ℃。經(jīng)測試，此時煙氣的流量為226 341 m3/h。

圖2 Ⅰ段煙道冶煉周期內(nèi)的煙氣溫度

煙道入口到中部、中部到出口的平均熱流密度計算式為：

式中q——平均熱流密度，kW/m2

在完成出塊者選舉之后，出塊者負(fù)責(zé)完成區(qū)塊生成的工作。區(qū)塊一般要包括本輪產(chǎn)生的交易、上個區(qū)塊的哈希值、時間戳等內(nèi)容。在這里，區(qū)塊生成又可以分為2類：第1類是一個出塊者只負(fù)責(zé)生成一個區(qū)塊，下一個區(qū)塊由新的出塊者生成，如比特幣；第2類是一個出塊者對應(yīng)多個區(qū)塊，一個出塊者工作的整個時間周期被稱為一個時期，一個時期包括多個輪，每一輪對應(yīng)一個區(qū)塊，如Bitcoin-NG等。出塊者在生成區(qū)塊之后，將區(qū)塊在全網(wǎng)進(jìn)行廣播。

hin——入口煙氣的單位體積焓，kJ/m3

hout——出口煙氣的單位體積焓，kJ/m3

qV——煙氣流量，m3/h

A——換熱面積，m2

煙道各測試段的傳熱系數(shù)計算公式為：

式中K——傳熱系數(shù)，W/(m2·K)

通過計算，在該典型工況下，Ⅰ段煙道上半部分(從入口到中部)的平均熱流密度達(dá)999.8 kW/m2,Ⅰ段煙道下半部分(中部到出口)的平均熱流密度為327.2 kW/m2，Ⅰ段煙道上半部分的平均熱流密度為下半部分平均熱流密度的3.06倍。Ⅰ段煙道上半部分的傳熱系數(shù)為657 W/(m2·K),下半部分的傳熱系數(shù)為277 W/(m2·K),上半部分的傳熱系數(shù)為下半部分的2.37倍。

3.3 燃燒沉降室煙氣溫度及換熱情況

燃燒沉降室冶煉周期內(nèi)的煙氣溫度見圖3。從圖3可以看出，燃燒沉降室中部和燃燒沉降室出口溫度比較接近，Ⅰ段煙道出口到燃燒沉降室中部，到燃燒沉降室出口溫差均不大，Ⅰ段煙道出口最高溫度與燃燒沉降室中部最高溫度差僅為27 ℃，燃燒沉降室中部最高溫度和燃燒沉降室出口最高溫度差僅為21 ℃。雖然燃燒沉降室頂部采用了汽化冷卻結(jié)構(gòu)，但其冷卻降溫的效果并不明顯，反而由于燃燒沉降室四壁均采用耐火保溫結(jié)構(gòu)，其保溫效果明顯，在冶煉初期，出現(xiàn)燃燒沉降室出口煙氣溫度高于燃燒沉降室中部煙氣溫度的情況，燃燒沉降室對煙氣進(jìn)行了加溫。燃燒沉降室是一個大的蓄熱體，熱惰性較大，且煙氣在燃燒沉降室內(nèi)的流動比較緩慢，因此燃燒沉降室充分起到了沉降和蓄熱的作用，減小了余熱鍋爐出口的煙氣溫度波動。

圖3 燃燒沉降室冶煉周期內(nèi)的煙氣溫度

3.4 Ⅱ段煙道的煙氣溫度及換熱情況

燃燒沉降室出口就是Ⅱ段煙道的入口，Ⅱ段煙道入口及出口在冶煉周期內(nèi)煙氣的溫度曲線見圖4。從圖4可以看出，冶煉初期燃燒沉降室出口與Ⅱ段煙道出口煙氣溫差較小，隨著冶煉的進(jìn)行，煙氣溫度升高，進(jìn)出口溫差也加大。Ⅱ段煙道入口最高溫度為1 219 ℃，此時Ⅱ段煙道出口溫度為853 ℃，溫差為366 ℃，此時Ⅱ段煙道的平均熱流密度為226.4 kW/m2,Ⅱ段煙道傳熱系數(shù)為273.6 W/(m2·K)，該傳熱系數(shù)與Ⅰ段煙道下半部分的傳熱系數(shù)相近。

圖4 Ⅱ段煙道冶煉周期內(nèi)的煙氣溫度

3.5 煙氣組成

研發(fā)團(tuán)隊分別測試了鐵水比例為47.9%時Ⅰ段煙道中部及出口煙氣組成在冶煉周期內(nèi)的變化，分別見圖5和圖6。圖中只給出了CO、CO2和O2體積分?jǐn)?shù)的變化，剩余氣體為N2。在3個不同位置測試了煙氣中主要組分CO、CO2、O2的含量，所取的3個測試點為：Ⅰ段煙道中部C1、Ⅰ段煙道出口C2、燃燒沉降室出口C3。

圖5 Ⅰ段煙道中部冶煉周期內(nèi)煙氣組成

圖6 Ⅰ段煙道出口冶煉周期內(nèi)煙氣組成

從圖5可以看出，在整個冶煉周期內(nèi)，Ⅰ段煙道中部CO體積分?jǐn)?shù)已經(jīng)很小了，在0.39%以內(nèi)，并且在整個冶煉周期中變化很小，平均值為0.19%，波動范圍為0.06%～0.39%。冶煉周期內(nèi)Ⅰ段煙道中部CO2體積分?jǐn)?shù)變化較大。0～6 min為加料階段，之后進(jìn)入冶煉階段，但冶煉初期(6～10 min)由于沒有吹氧，CO2體積分?jǐn)?shù)均較低，在0.51%～3.08%波動，O2體積分?jǐn)?shù)較高，在18.32%～20.18%波動。從10 min開始吹氧，CO2體積分?jǐn)?shù)逐漸上升，28 min時上升到8.97%，此時O2體積分?jǐn)?shù)相應(yīng)地從18.81%降低到12.04%。28 min左右，吹氧和脫碳進(jìn)入平穩(wěn)期，此時CO2體積分?jǐn)?shù)達(dá)到最高值，約9.5%，O2體積分?jǐn)?shù)達(dá)到最低值，約11.5%。28～38 min為平穩(wěn)期，38～46 min吹氧逐漸結(jié)束，CO2體積分?jǐn)?shù)逐漸降低，O2體積分?jǐn)?shù)逐漸上升。

從圖5、6可以判斷進(jìn)入Ⅰ段煙道中部時，煙氣中的CO已經(jīng)基本燃盡，到Ⅰ段煙道出口時，煙氣中的CO已全部燃盡。這是由于通過電弧爐的爐門、電極孔等孔洞的漏氣已經(jīng)讓爐內(nèi)煙氣的CO燃燒了一大部分，在水冷滑套處，較小的開度已經(jīng)能夠保證煙氣中的CO全部燃盡。因此在系統(tǒng)設(shè)計時，為了減小空氣的混入量，可以考慮進(jìn)一步減小水冷滑套處的開度，甚至可以將水冷滑套的開度降為0，只需滿足煙氣中CO燃盡即可，這樣可以保持較小的過?？諝庀禂?shù)，減小風(fēng)機(jī)的負(fù)荷，同時能夠回收更多的煙氣余熱。

4 結(jié)論

目前國內(nèi)大部分電弧爐都沒有做到四孔煙氣余熱的全部回收。研發(fā)了電弧爐煙氣全余熱回收裝置，在某鋼廠110 t電弧爐上進(jìn)行了中試，對煙氣溫度、煙氣組成及換熱情況進(jìn)行了現(xiàn)場測試，并對測試結(jié)果進(jìn)行分析，得到如下結(jié)論。

① 兌鐵水的比例從全廢鋼到質(zhì)量分?jǐn)?shù)為80%鐵水，電弧爐煙氣全余熱回收裝置出口的煙氣溫度均能控制在250 ℃以下，說明煙氣全余熱回收裝置在變工況條件下能夠回收電弧爐四孔煙氣250～2 100 ℃的全部余熱。

② 鐵水加入量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))約50%的典型工況下，Ⅰ段煙道入口煙氣最高溫度可達(dá)1 982 ℃。

③ 鐵水加入量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))約50%的典型工況下，Ⅰ段煙道上半部分平均熱流密度高達(dá)999.8 kW/m2,傳熱系數(shù)高達(dá)657 W/(m2·K)；下半部分平均熱流密度為327.2 kW/m2,傳熱系數(shù)為277 W/(m2·K),Ⅰ段煙道上半部分的平均熱流密度為下半部分熱流密度的3.06倍。一個冶煉周期內(nèi)的煙氣最大溫差為1 624 ℃。如此高的熱流密度及溫度交變，在Ⅰ段煙道設(shè)計時需充分考慮如此大幅波動的煙氣溫度所造成的汽化冷卻煙道的疲勞問題。

④ 燃燒沉降室頂蓋雖然采用了汽化冷卻結(jié)構(gòu)，但其換熱量很小。由于燃燒沉降室四周及底部采用了耐火材料結(jié)構(gòu)，具備很好的蓄熱作用，減小了燃燒沉降室出口、Ⅱ段煙道及后續(xù)列管余熱鍋爐的溫度波動，在冶煉初期還出現(xiàn)了燃燒沉降室加熱煙氣的情況。

⑤ 從冶煉周期煙氣組成來看，由于漏風(fēng)等原因，電弧爐第四孔出口到Ⅰ段煙道中部時煙氣中的CO已經(jīng)基本燃盡。主要原因可能是電弧爐的觀火孔、電極孔等孔隙的漏風(fēng)率已經(jīng)很高，造成電弧爐內(nèi)已經(jīng)有大量CO燃燒。因此為了減少漏入空氣量，保持合理的過?？諝庀禂?shù)，減小一次風(fēng)機(jī)負(fù)荷，盡量多地回收煙氣余熱，此時水冷滑套的開度要盡可能小，同時應(yīng)盡可能減少電弧爐孔隙的漏風(fēng)量。