煉鋼蒸汽平衡及蓄熱器節能潛力分析

鄧萬里

引言

煉鋼回收蒸汽達到鋼鐵廠余熱回收蒸汽的50%左右，用汽約占全廠蒸汽負荷的10%。作為重要的能源回收和使用單元，煉鋼蒸汽平衡數據應在能源統計中準確體現，但其蒸汽計量卻導致著統計數據失真，而且蓄熱器系統還存在著較大節能潛力，有必要作深入調研分析。

1 煉鋼蒸汽系統

某煉鋼廠蒸汽供用設施主要有OG轉爐汽化冷卻系統、ACC蒸汽蓄熱器及RH真空脫氣裝置，構成了OG-ACC-RH蒸汽系統[1]，如圖1所示。OG汽化冷卻系統在回收轉爐煙氣中的熱量同時，降低煙氣溫度以利除塵及煤氣回收。ACC蒸汽蓄熱器（及配套閥組）將轉爐發生的脈沖蒸汽轉變成相對穩定的蒸汽輸出，或從中壓蒸汽管網補汽，儲存一定量的蒸汽供負荷波動較大的RH用戶使用或向低壓蒸汽管網供汽，以緩解轉爐產汽波動及RH負荷波動對蒸汽管網的強烈沖擊。

轉爐操作臺監控配套的蓄熱器：通過補水系統控制蓄熱器水位；通過進汽閥（接受汽包產汽）、補汽閥（中壓蒸汽）、供汽閥（低壓蒸汽）控制蓄熱器壓力和相關蒸汽流量。轉爐不監控RH的蒸汽流量。

2 蒸汽計量和平衡

2.1 蒸汽計量配置

煉鋼蒸汽系統計量配置見表1，“儀表現狀”表明能源中心計算機監控平臺（EMS系統）僅接收到煉鋼個別蒸汽計量信號，因此目前在進行“能源統計”時，“結算方式”是以EMS數據結合煉鋼抄表數據。

根據圖1所示流程，如果將蒸汽蓄熱器及前后管段視為整體，那么進出此整體的蒸汽質量流量應該相等（不計疏水損失），“合理方式”是OG蒸汽回收總量+中壓蒸汽補入量=低壓蒸汽送出量+低壓蒸汽使用量，即：①+③+④+⑤=②+⑥+⑦+⑧+⑨，或①=②+(⑥+⑦+⑧+⑨-③-④-⑤)。可以看出，目前“結算方式”將⑦、⑧即2#和4#RH的低壓蒸汽使用量列入了中壓蒸汽補入量，而④、⑤、⑨并未統計，不能反映煉鋼的蒸汽平衡情況。

2.2 實測數據分析

在煉鋼廠的配合下，表2收集了連續9日的蒸汽計量數據。

進一步分析如下：

圖1 煉鋼蒸汽回收及蓄熱器系統工藝流程

表1 煉鋼蒸汽系統計量方式

在“合理方式”下，進入蓄熱器整體的蒸汽流量為①+③+④+⑤=80.4 t/h，流出為②+⑥+⑦+⑧+⑨=21.2+59.2=80.4 t/h；在“結算方式”下，進入“蓄熱器整體”的蒸汽流量為①+③+⑦+⑧=95.9 t/h，流出為②+⑥=21.2+7.6=28.8 t/h，明顯失衡。

比較兩種統計方式，能源統計時多給煉鋼結算了35.3-19.8=15.5 t/h的中壓蒸汽（約1.1萬t/月），而少結算了39.4-7.6=31.8 t/h的低壓蒸汽（約2.3萬t/月），相當于少結算了0.1萬t標煤。

3 蓄熱器和蒸汽分配

3.1 蓄熱能力計算

為便于后文分析，先對蓄熱器的蓄熱能力Gx按式（1）計算[2]：

式中，Gx——蓄熱能力，kg；

V——蓄熱器容積，m3；

φ——蓄熱器的充水系數，取為0.8；

η——蓄熱器的熱效率，取為0.99；

ρ——熱壓力P1下的飽和水密度；

表2 蒸汽流量數據實測表t/h

根據上式和實際工藝參數（數據略）計算：當蓄熱器容積為4×100 m3時（相當于1#RH的配置），蓄熱量為10 t；當蓄熱器容積為2×150 m3時（相當于2#RH或4#RH的配置），蓄熱量為7.5 t；當蓄熱器容積為1000 m3時（相當于全部RH的配置），蓄熱量為 25 t。

3.2 蒸汽分配情況分析

RH的用汽量有以下幾個來源：如果正好遇到OG回收蒸汽，那么可以直接分配得到蒸汽；從蓄熱器得到OG回收后儲存的蒸汽；從中壓管網補汽，這補汽有部分會先進入蓄熱器儲存，也可能直接減壓供給RH（以下不作區分）。

其中，中壓補汽有計量；從蓄熱器得到的蒸汽，參考上文的蓄熱能力數據計算，如1#RH日均處理21爐，其蓄熱器能力為10 t，則1 h蓄熱器平均供汽量為21/24×10=8.8 t/h；根據蒸汽流量的平衡關系，OG直接分配給RH的蒸汽量=RH用汽-中壓補汽-蓄熱器供汽。

對RH的用汽來源推算如表3。

（1）1#RH方向有除氧器，故用汽量最大，但中壓補汽量極少（如果計量準確的話），用汽中自供比例達到93%。這得益于：OG過來的蒸汽母管和去蓄熱器的分配管道較粗，達到DN350；蓄熱器能力最大；煉鋼外供低壓蒸汽走的是1#RH方向，所以1#RH更容易得到OG直接分配的蒸汽。

（2）2#RH處理爐數多，單耗高，引起的沖擊負荷最高，中壓補汽量最大，占煉鋼中壓用汽的57%。這與煉鋼廠反映的“2#RH用汽壓力最難保證”相一致。究其原因，2#RH蓄熱器系統的OG供汽，是從1#RH附近的OG蒸汽主管接管過來的，管徑只有DN200，偏小，影響了OG向其供汽。

（3）4#RH處理爐數少，單耗低，用汽量也最少。4#RH距離1#轉爐最近，引汽主管DN250不小，常與2#RH“搶汽”，于是煉鋼廠OG供往4#RH的切斷閥僅保留微小開度，即“OG直接分配蒸汽”應接近0，與推算得到的-1.0 t/h相近。因此，4#RH用汽中的自供比例反而最低，僅為36%。

（4）一煉鋼蒸汽蓄熱器雖有8個共1000 m3，其實是分了3個蓄熱器組，2#RH、4#RH的蓄熱器與OG蒸汽母管間還設有逆止閥，各蓄熱器組相對獨立，難以相互支援。因此，雖然8個蓄熱器的總能力（25 t）看似可以滿足RH處理1爐所需蒸汽（16～24 t），但只要RH用汽時OG沒有回收蒸汽，就需要由中壓蒸汽管網補汽。

（5）三座轉爐OG系統改造后，蒸汽回收能力和管網受到的沖擊負荷明顯加大。轉爐吹煉1爐鋼約回收21 t蒸汽，吹煉期蒸汽回收量達到100 t/h，如果蓄熱器壓力已高且RH未用汽，那么100 t/h的沖擊負荷將由管網來承擔。這也說明蓄熱器能力還是不足，特別是無法適應轉爐兩爐連吹產汽的情形。

4 能量損失和效益

OG蒸汽回收流量大體上與RH使用量相當：蓄熱器系統補入了19.8 t/h的中壓蒸汽，減壓后外供了21.2 t/h的低壓蒸汽。但因二者時間上不匹配和蓄熱能力有限，看似“量”相當，卻產生了很大的能量損失，因為中壓蒸汽和低壓蒸汽的“質”（做工能力）是有區別的。

（1）CDQ發電的影響和效益

如果能少補充50%（10 t/h）的中壓蒸汽，則減壓外供的低壓蒸汽也減少10 t/h，RH用汽中自供汽比例將由68%上升至83%。對于全廠蒸汽系統來說，需要CDQ汽輪發電機組少供應中壓蒸汽而多供應低壓蒸汽，即由減溫減壓裝置供出的10 t/h中壓蒸汽本來可進入汽輪機中發電，卻在前級抽出供入低壓蒸汽管網。

在全廠汽輪發電機中，中壓蒸汽（焓值3360 kJ/kg）發電汽耗約 40 t/萬 kW·h，低壓蒸汽（焓值3060 kJ/kg）發電汽耗約67 t/萬kW·h，本例中可多發電（10000/40-10000/67）×10=1000 kW，全年多發電8000余萬kW·h，產生效益約500萬元。

（2）煉鋼就地發電的效益

RH用汽（59.2 t/h）和外供低壓蒸汽（21.2 h）都是蒸汽由中壓減壓為低壓的過程，壓力能損失很大。如果能利用其中的1/4即約15 t/h的蒸汽，配套建設螺桿發電機組，即可發電300 kW，全年多發電250萬kW·h，產生效益約150萬元。

煉鋼利用螺桿機組以飽和差壓發電，國內已有實例[3]。如首鋼遷鋼3臺210 t轉爐，利用煉鋼蓄熱器出口蒸汽到廠區蒸汽管道之間的差壓能量，在原降壓閥管路上并聯一條蒸汽管道，安裝螺桿膨脹發電機組來回收飽和蒸汽降壓損失的能量，發電做工后蒸汽再進入到廠區蒸汽管網。設計螺桿膨脹動力機進汽排汽壓力差1 MPa，進汽流量13 t/h，安裝一套SEPG300型螺桿膨脹動力機發電機組，實發功率可達250 kW。

5 結論及建議

（1）煉鋼蓄熱器及RH蒸汽系統計量點雖然具備，但計量點分散，數據收集困難。目前報表統計方式存在問題，不能反映蒸汽平衡情況。應將相關計量信號進一步梳理、整合，送能源中心EMS系統進行統計，即使暫不具備條件也應人工抄表報量，并在合適的時候修正報表統計方式。

（2）煉鋼蒸汽發生與使用的不匹配，導致能量損失嚴重，節能潛力很大，不但關系到煉鋼成本，還關系到CDQ發電效益。這首先與蓄熱器和相關管路配置有關。煉鋼廠已計劃對實施下列改造：新增4臺150 m3蓄熱器，使蓄熱器總數量達12臺（容積1600 m3）；拆除2#及4#蓄熱器補汽母管止回閥，實現所有蓄熱器貫通；增加和擴徑部分母管，增加蒸汽流通能力；單獨從轉爐蒸汽母管引至2#蓄熱器，提高蓄熱器效率；在轉爐蒸汽母管和蓄熱器站之間設置控制閥，調節流量分配。

（3）煉鋼蒸汽系統的節能挖潛與蒸汽閥組的控制模式和參數密切相關。在增設蓄熱器等改造項目實施后，可開展“煉鋼蒸汽蓄熱器系統工藝及控制系統優化”課題研究。同時，將相關信號通過能源中心EMS系統送燃氣鍋爐和CDQ發電機組，便于熱力廠預判煉鋼蒸汽平衡情況和對全廠蒸汽負荷作預調整，減少煉鋼的蒸汽沖擊負荷。

（4）飽和蒸汽差壓發電是提升煉鋼回收蒸汽利用價值的一條途徑。但由于煉鋼蒸汽回收和使用具有大流量和沖擊性強的特點，諸如螺桿式發電機組的操控方式、設備運行的穩定性，需要考察國內煉鋼廠的實施情況作進一步的比較分析。

[1]戴鴻寬.寶鋼轉爐煉鋼廠蒸汽蓄熱器的設計及調試[J].中國建筑學會建筑熱能動力分會學術交流大會，2003：134-143.

[2]汪津旋.節能用蒸汽蓄熱器[J].石油化工設備，1985（8）：32-54.

[3]余岳峰，胡達，鄧金云，等.螺桿膨脹動力機技術及在低溫余熱發電中的應用[J].上海節能，2011（7）：22-25.