目錄一、 前言
二、 概述
2.1 100t直流電弧爐工藝概述
2.2 100t直流電弧爐除塵系統工藝
三、 原理分析和失效形式
3.1 問題提出
3.2 失效形式
3.3 分析問題
四、 方案提出和實施
4.1 方案提出
4.2 實施方案
五、 結論
5.1 實施後的經濟效益
5.2 社會效益
5.3 結論
六、 參考文獻
七、 小結
100t直流電弧爐除塵系統改造
關鍵詞: 煙道、積渣、**、風量不足
一、前言
。100t直流電弧爐配套的除塵系統採用一套集中式除塵系統對直流電弧爐、鋼包精煉爐產生的煙塵進行處理，系統排煙形式由電爐爐內排煙（第二孔排煙）、電爐密閉罩排煙、電爐屋頂罩排煙、鋼包精煉爐排煙組成。為了縮短冶煉週期，從而達到增產的目的，2023年3月對100t直流電弧爐爐門自耗式氧槍進行改造，採用美國pti公司技術的超音速氧槍投入使用，隨著吹氧強度的大幅增加，電爐冶煉時產生的煙氣量也相應大幅增加，造成內排煙（第二孔排煙）系統不能滿足煙氣捕集的要求，此外內排煙系統水冷煙道中積渣速度明顯加快，再此電爐內氧化還原反應劇烈，化學反應的不穩定性和不均勻性使內排煙系統中co濃度含量嚴重超標，導致內排煙系統發生較嚴重的**，使單壁管和機力風冷器嚴重變形和開裂。
本文主要通過對100t直流電弧爐除塵系統現狀的分析，闡述對現有除塵系統的改造。
二、概述
2.1 100t直流電弧爐工藝概述
電爐公稱容量:100t
電爐最大裝入量:115t概述.
爐殼直徑:￠6100mm
冶煉週期:76mm
氧氣消耗量:32nm3/
爐內排煙溫度:1400℃
2.2 100t直流電弧爐除塵系統工藝
2.2.1 概述除塵系統流程
100t直流電弧爐除塵系統採用一套集中式除塵系統對電爐,鋼包精煉爐產生的煙塵進行處理,系統排煙抽風點為電爐爐內排煙(第二孔排煙),電爐密閉罩排煙,屋頂罩排煙, 鋼包精煉爐排煙組成。
電爐煙氣捕集採用爐內直接排煙,密閉罩及屋頂罩排煙三種方式的組合捕集方式。
電爐爐內直接排煙:內排煙的高溫煙氣,經混入空氣,通過密排管水冷煙道煙氣溫度降至550℃後進入機力風冷器，煙氣溫度降至250℃左右由增壓風機送入主風管，此排煙方式直接排走電爐冶煉過程中產生的高溫煙氣.
電爐密閉罩排煙:當密閉罩將電爐全部罩住時,從電爐電極孔等處逸出的煙氣可通過密閉罩的排煙管排走.
電爐屋頂罩排煙:當電爐出鋼時,此時密閉罩必須開啟,第二孔排煙和密閉罩排煙方式基本失效,必須通過設在電爐上方的屋頂罩排煙.
鋼包精煉爐(lf)排煙:電爐冶煉後的鋼水倒入鋼包並在這鋼包中進一步冶煉,此時產生的煙氣通過設在lf爐蓋上側吸罩排走.
各排煙點產生的煙氣**集後通過長袋低壓脈衝袋式除塵器淨化,淨化後的乾淨氣體經兩台主風機進入煙囪排走,除塵器收集的粉塵經迴轉卸灰閥至切出刮板輸送機,集合刮板輸送機,斗式提公升機進入儲灰倉外運.
2.2.2 除塵系統原設計技術引數(見表一)
表一除塵系統原設計技術引數
三、原理分析和失效形式
3.1 問題提出：
3.1.1 內排系統水冷煙道積渣速度明顯加快。
3.1.2 內排煙道co濃度已進入**極限範圍。
3.1.3 主排煙系統風量已不能滿足工藝生產的要求。
3.2 失效形式：
隨著2023年3月100t直流電弧爐pti公司的超音速氧槍投入使用,隨著吹氧量的大幅度增加,電爐冶煉時產生的煙氣量也大幅度增加,氧槍改造前氧氣單耗為32nm3/改造後氧氣單耗最高達到48.9nm3/同時增加了天燃氣,其單耗也達到7.05nm3/根據綜合計算法計算爐內排煙量,具體計算方法見下:
已知:電爐公稱容量100t,最大裝料量115t,採用吹氧工藝,脫碳速度為0.065％/min,電極孔漏風面積約為0.
28m2,爐門開口面積約為1.4*1=1.4m2,求爐內排煙量.
解:v1=60g v022.4/12=60*115000*0.065％*22.4/12=8372nm3/h
電爐進風口面積:1.4+0.28=1.68m2,設電爐敝開處的平均進風速度為1.9m/s
v2=1.68*1.9*3600*273/(273+35)=10185nm3/h
α=0.46*v2/v1=0.462*10185/8372=0.57
查表：α、p、n的相互關係及相應的煙氣成分得：
當α＝0.57時，p=0.39 n=2.23
v3＝v1*p/2＝8372*0.39/2＝1633 nm3/h
爐內最小排煙量：
v0＝（v1+1.1 v2）- v3＝（8372+1.1*10185）-1633＝17943 nm3/h
因為在電爐除塵中，為了安全考慮，一般宜取α不小於1.5
當α＝1.5時，p=0.8 n=4.17
爐內排煙量：
v0』＝4.17 v1＝4.17*8372＝34911 nm3/h
由上述計算結果表明v0 根據綜合計算法計算，爐內排煙量由當初27500 nm3/h增加到34911 nm3/h。因此，現內排煙（第二孔排煙）系統已遠遠不能滿足煙氣捕集的要求。
3.3 分析問題：
3.3.1 內排煙系統水冷煙道（密排管形式）中積渣速度明顯加快，這主要有兩個原因：第
一、現有內排煙系統沉降室容積太小，不能有效沉渣。第
二、氧槍改造後，電爐內連續高強度吹氧並維持高溫，噴碳造泡沫渣未有效導致爐渣更容易進入內排系統水冷煙道中，此方面尤其突出的區域為：第二孔彎煙道、混風後彎煙道（2＃管）、水平水冷煙道。由於積渣速度太快（原清渣為二個月一次調換底電極時清理，現為每週定修清理），導致煙氣冷卻效果下降，1000℃左右的高溫煙氣使水冷煙道後的單臂管和機力風冷器燒損、變形、嚴重堵塞，導致內排系統風量減小，同時也增加了檢修時間和費用。
3.3.2 氧槍改造後，電爐內氧化還原反應劇烈，化學反應的不穩定性和不均勻性導致內排系統中的co濃度忽高忽低，按照最近在沉降室測定的資料，co濃度最高達到26％（co在空氣中的**極限範圍為12.
5％～74.2％），已導致過內排系統發生較嚴重**，水冷煙道出口至機力風冷器進口風管的單臂管和機力風冷器中冷卻器管束、上箱體嚴重變形、開裂，密排管水冷煙道使用壽命縮短.
3.3.3 氧槍改造後，電爐加廢鋼和出鋼時氧槍中的氧氣、天然氣不能完全關閉（以防止氧槍堵塞），導致加料和出鋼時產生的煙氣量大幅度增加，由於加料及出鋼時密閉罩必須開啟（此狀態主要使用屋頂煙罩排煙）加之原設計中配置的主排系統風量是以密閉罩關閉狀態為設計依據的，此外根據料源結構的優劣冶煉中分為第二次和第三次加料，所以排煙能力本不足的屋頂罩完全沒有能力排出增加的煙氣，煙氣外逸導致對周圍環境造成嚴重的汙染。
四、方案提出和實施
4.1方案提出
4.1.1 通過對氧槍工藝引數的調整。
4.1.2 改造部分水冷煙道的結構，主要含：第二孔水冷彎管、脫開式水冷彎管、沉降室和沉降室出口煙道。
4.1.3 增設一套主排煙系統，排煙量450000m3/h，煙氣溫度100℃，過濾面積6189m2，此排煙系統與原主排煙系統合併既可排走密閉罩煙氣亦可排走屋頂罩煙氣。
4.2 實施方案
4.2.1 主要是氧燃比和流量的調整，使冶煉中化學反應提高其穩定性和均勻性，盡可能使碳和氧完全燃燒降低co濃度，控制和達到co濃度在10％以下（混風後進入水冷煙道處co濃度），在此基礎上調換內排煙系統中已損壞裝置，主要含：
水冷煙道出口和進機力風冷器風管處的單臂管，機力風冷器中冷卻器本體和上箱體及清灰裝置。
4.2.2 部分水
冷煙道結構改造(見圖1圖一現第二孔水冷彎管（0＃管）加大曲率半徑，主要目的減少底部積渣量。混風後煙氣進口水冷煙道（1＃管），。（圖二）
圖二）改為移動彎管介面形式由圓形改為橢圓形1＃管採用油缸驅動，1#管底部增加四隻滑輪，再增加一套小型的液壓系統，系統壓力為16mpa，流量為100l/min。整個液壓系統的原理，（見圖3）
由乙隻單出杆雙作用液壓缸，乙隻三位四通電磁換向閥，二只單向節流閥，乙隻溢流閥， 一台齒輪幫浦和電機，油箱.過濾器. 壓力表.及油管等組成。
圖三）主要目的減少底部積渣和電爐冶煉傾動過程中減少第二孔彎管與移動彎管的位移量，從而確保內排煙風量。1＃管行程為500mm，主要是在冶煉中確保0＃管與1＃管的脫開間隙為50mm，當加料或其它原因需旋轉爐蓋時，1＃管通過油缸驅動確保0＃管與1＃管的脫開間隙為500mm。混風彎管（2＃管）改為斜煙道，介面形式為橢圓形狀，（見圖4）連線移動彎管（1＃管）與沉降室，1＃管、2＃管下均設支架支撐。
將沉降室設計成箱型，結構尺寸為5.7m（長）×5.6m（寬）×4m（高），沉降室牆體外側採用鋼筋混凝土，內層為矽
9 （圖四）
酸鋁材維板並砌築耐火磚，底層採用40mm厚的鑄鐵板，頂蓋採用水冷板並考慮防爆結構以做到及時洩壓。煙氣進口設在頂蓋上，煙氣出口設在底部側面，另側設定水冷門定修時通過鏟車及時清理積渣。沉降室出口設定一段s形煙道與原水平煙道連線。
以上所有水冷煙道中，由於移動彎管（1＃管）最容易被磨損，故採用材質為12cr1mov的φ89×10管製作，其餘部分煙道均採用材質為20g的φ89×10管製作。
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