吳禮云，　梁高林，　凌　晨，　劉愛軍，　馬青松，　高劍波

（首鋼京唐鋼鐵聯合有限責任公司能源與環境部，河北唐山０６３２００）

摘　要：系統地分析了５５００ｍ^３ 高爐入爐風量與ＡＶ１００－１７風機出口風量的特性關系。經過對高爐側和風機側多年運行數據的整理和篩選，綜合考慮各種特殊情況，梳理出大量可靠的運行數據，通過對運行數據的統計分析得出了高爐側風量、風壓、富氧量、富氧率與風機側冷風量、風壓、放散量的變化關系趨勢圖。結合風機出廠前性能曲線與實際運行性能曲線的變化，指出了高爐富氧率的逐年提升對風機各工況點漂移、放散量增大的不利影響，針對分析的結果，從提高精準操作和節能改造等方面給出了系統解決問題的方案和方法。

關鍵詞：高爐鼓風機；富氧率；送風特性；運行工況點；特性曲線

鼓風機是煉鐵高爐的重要送風設備。風機的送風特性除了受風機本體氣動性能、機械特性、調節方式的影響外，更重要的還受到用戶端煉鐵高爐入爐風量變化特性的影響^{［１－３］}，尤其高爐富氧率的大幅提升對鼓風機的熱力性能、機械特性和冷風送出特性影響較大^［４］。

１　煉鐵高爐入爐風量與風機出口風量的特性分析

首鋼京唐目前有２座５５００ｍ^３ 大型高爐，配備３臺ＡＶ１００－１７軸流式壓縮機，送風方式為兩用一備。高爐的送氧方式為鼓風機后加氧。高爐入爐風量的技術參數眾多^{［５－７］}，本文僅研究與風機有關的風量、風壓、富氧量和富氧率。隨著２座高爐冶煉強度的逐年增加，富氧率不斷提升，氧氣使用量增大，高爐富氧量從最初投運時的１５０００提升至３５０００ｍ^３／ｈ，富氧率從２．０％提升至６．０％，高爐的送風壓力從２０１１年開始逐年增大。煉鐵高爐風量、風壓、富氧量、富氧率的月度統計分析數據見表１。根據統計和分析，２０１６年高爐的富氧率升至５．５０％～６．１７％，風壓從０．４６０增大至０．５１１ＭＰａ（ｇ）。

１．１　高爐入爐風量、風壓、富氧率年變化趨勢分析

根據２座高爐的入爐風量統計分析，得出２座高爐２０１６年的入爐風量、風壓、富氧率年變化趨勢，如圖１～圖３所示

從上述數據及圖表分析得出，目前煉鐵高爐入爐風量總體維持在８２００～８４００ｍ^３／ｍｉｎ，風壓在０．４４３～０．４８３ＭＰａ（ｇ），平均富氧率為５．３％左右。從數據和趨勢分析，剔除高爐檢修、爐況不穩定等客觀因素影響，高爐總入爐風量變化幅度在２．３％之內，相對穩定。風壓變化幅度在８．２％左右，相對于風量變化幅度較大。２０１６年以來，２座高爐的富氧量總體變化幅度不大，平均富氧率維持在５．３％，富氧量為３３０００ｍ^３／ｈ，折合５５０ｍ３／ｍｉｎ。入爐風量剔除掉富氧量，實際入爐冷風量在７５５０～７　８５０ｍ^３／ｍｉｎ。

１．２　高爐鼓風機送風量的變化趨勢分析

通過對全年風機出口風量、風壓的數據篩選和統計分析，２０１６ 年風機平均運行風量為７８３９ｍ^３／ｍｉｎ，最大風量為８１１９ｍ^３／ｍｉｎ，最小風量為７５６０ｍ^３／ｍｉｎ；平均運行壓力為０．４９８ ＭＰａ（ｇ），最大風壓為０．５０５ＭＰａ（ｇ），最小風壓為０．４９１ＭＰａ（ｇ）。最大風量、風壓出現在夏季７、８、９三個月，說明冬夏兩季空氣中濕度的比重變化對風機出口參數的影響很大。２０１６年風機全年風量、風壓變化趨勢如圖４所示。

１．３　高爐入爐風量與風機出口風量的數據分析

高爐的入爐風量全年比較穩定，在８２００～８４００ｍ^３／ｍｉｎ，剔除富氧，實際入爐冷風量為７５５０～７８５０ｍ^３／ｍｉｎ。風機出口冷風量在７５６０～８１１９ｍ^３／ｍｉｎ（含放風閥的放散部分），該數據為全年日累計及月累計的平均值，同時剔除了高爐檢修的不利情況。以上數據比較充分地說明了風機的送出冷風量與高爐的入爐量是基本吻合的，大于部分為風機的放散量。

１．４　高爐入爐風壓與風機出口風壓的對比分析

高爐側入爐平均風壓為０．４７１ＭＰａ（ｇ），最大風壓為０．４８３ＭＰａ（ｇ），最小風壓為０．４５４ＭＰａ（ｇ）；風機側出口平均風壓為０．４９８ＭＰａ（ｇ），最大風壓為０．５０５ＭＰａ（ｇ），最小風壓為０．４９１ＭＰａ（ｇ）。從以上數據得出，風機出口平均風壓高于入爐風壓０．０２７ＭＰａ（ｇ），最大時高于０．０３７ＭＰａ（ｇ），說明風

機出口與入爐風壓的壓差主要用來克服管道阻力損失約３０ｋＰａ。

１．５　風機運行參數與設計參數的對比分析

ＡＶ１００－１７軸流式風機出廠設計值見表２。從表中數值可以看出，風機全年經濟運行風量（Ｅ 點）為８５００ｍ^３／ｍｉｎ，風壓為０．６３ＭＰａ（Ａ），而目前實際風機全年的運行點為７７００ｍ^３／ｍｉｎ，運行壓力為０．６０ＭＰａ（Ａ），經濟運行點漂移幅度為９．４％。在冬季運行時，風機設計高壓運行參數為風量８２００ｍ^３／ｍｉｎ，風壓０．６２ＭＰａ（Ａ）；實際風機冬季高壓運行參數為風量７９００ｍ^３／ｍｉｎ，風壓０．６１ＭＰａ（Ａ）。夏季風機設計高壓運行參數為風量１００００ｍ^３／ｍｉｎ，風壓０．６５ＭＰａ（Ａ）；實際風機夏季高壓運行參數為風量８３００ｍ^３／ｍｉｎ，風壓０．６２ＭＰａ（Ａ）。通過以上對比，風機實際的運行參數與設計工況無

論在夏季、冬季還是在全年，平均經濟運行點均偏離較大，偏離度約１０％左右。

２　近年來鼓風機運行工況狀態分析

軸流式壓縮機的性能曲線示意圖如圖５所示。該圖系統地示意了風機夏季、冬季以及全年的運行工況點的調節范圍。首鋼京唐３臺ＡＶ１００－１７軸流式鼓風機自２００８年投產運行已滿８年，風機整體運行穩定，防喘系統安全可靠，但隨著煉鐵高爐冶煉強度及富氧率的逐年增大，風機的運行工況已偏離經濟運行點（Ｅ 點），尤其進入冬季運行，工況點（Ｄ１點）已進入窄流量、小角度的運行范圍［８－９］，接近防喘曲線運行，造成兩套液壓放風門運行時無法完全關閉，冬季運行時放風閥小時平均開度在５％～８％，風量波動運行時開度達８％～１２％左右。

３　高爐富氧率的變化對風機送風特性的綜合分析

　　２０１６年，風機在夏季、冬季和年平均經濟運行的實際工況點具體偏離情況如圖６中的Ａ′、Ｄ′和Ｅ′點。從實際運行點偏移情況分析，一方面，風機運行點距離喘振線較近，安全裕度不足，造成放風運行，風機效率下降。另一方面，隨著高爐富氧率的逐年提升，氧氣使用量增大，富氧量從最初的１５０００提升至３３０００～３５０００ｍ^３／ｈ，高爐的冶煉強度不斷增強，送風壓力從２０１１年開始逐年增大，據統計，到２０１６年高爐的富氧率升至５．５％～６．０％，風機在高壓運行區時，風壓從２０１１年０．５６０增大至０．６１１ＭＰａ（Ａ），但高爐的實際入爐風量并未增多，風量基本保持在平均８　２００～８　４００ｍ^３／ｍｉｎ，隨著富氧量的不斷增加，相應的冷風量逐年減小。２０１６年，平均冷風量減至７５５０～７８５０ｍ^３／ｍｉｎ，隨著冷風量的減小，高爐送風壓力的提升，導致風機的整體運行工況點從右向左移動，效率從高效區向外移動，運行線整體向左移動，風機運行的靜葉角度從最初的３８°～５０°運行范圍移動至３５°～４５°。尤其到２０１６年１２月２日，

高爐富氧率升至６．０％ 時，冷風量最小減至７１００ｍ^３／ｍｉｎ運行，風壓在０．５９８ＭＰａ（Ａ）左右，風機進入３５°～４０°的小角度運行范圍，風機已沿著防喘線邊線運行，喘振閥開度平均在５％～７％，最大時開至８％～１２％，造成冷風放散增大，平均放散在

３００～５００ｍ^３／ｍｉｎ。

４　解決問題的措施與方法

綜上所述，京唐ＡＶ１００－１７軸流式壓縮機在設計時，風機整體送風能力偏大，隨著富氧量的逐年遞增，入爐風量富氧比例不斷增大，導致風機送出的冷風量減小，風機全年經濟運行點偏離設計值。解決上述問題的措施及方法主要有以下幾個方面。

（１）回收利用放散冷風，避開風機在小角度的運行調節范圍。通過對煉鐵水沖渣系統和煉鋼連鑄霧化水系統所用壓縮空氣的品質、壓力與風機送出冷風進行比較，富余的冷風可在以上系統回收利用。具體方法是在去煉鐵高爐的冷風管道上外接旁路管道，將冷風引至煉鐵沖渣水系統用于沖渣。冷風量大小由高爐側主控室進行操控調節，可減少對風機側操作的影響。目前，京唐已實施了管道改造，正在摸索運行操控方法，同時考慮將富余的冷風用于煉鋼連鑄霧化壓縮空氣系統的補充氣體。

（２）增設旁路電動放風閥。利用小口徑旁路閥減少放散量，實現精準操控，摸索液壓防喘閥與電動放風閥的調配技術，以適應外部送風特性的變化要求。在冬季，由于風機處在小角度窄流量的調節范圍，通過靜葉角度的調整已無法滿足風機的送風要求，風機操作工往往利用防喘閥的開啟大小進行風量調節。因防喘閥與風機的各項保護如防喘振曲線、逆流保護、防阻塞線等連鎖，操作時易造成放散量偏大。采用旁路電動放風調節，可以實現精準調節以適應高爐側送風量的變化要求。

（３）采用高爐鼓風機前富氧和機后富氧組合技術提高富氧率。風機工況點偏移，送風量減少，主要由于機后富氧量及富氧率偏大造成風機放散。在滿足高爐富氧率提升的前提下，盡量減少機后富氧的增加量，利用機前加富氧和機后加富氧的組合方法，可以提高風機出口送風特性的穩定性。機前富氧可在風機入口側增加變壓吸附制氧裝置。氧氣與空氣在風機入口混合后被吸入增壓，混有一定比例富氧的冷風與機后富氧共同完成高爐的送氧要求。由于機后富氧量的減少，大大緩解了氧氣對風機出口送風量及壓力的影響。

（４）對風機本體結構進行優化性的節能改造。采取優化設計對其靜葉承鋼、調節缸、動靜葉片等進行系統優化改造。通過改變風機的有效流道幾何尺寸^{［８－９］}，將風機年平均工況流量由原設計的８５００減小到７５００ｍ^３／ｍｉｎ，冬季運行時靜葉角最小開度由原３５°調整到４８°，提高壓力裕度，保證風機運行時放風閥全關，徹底解決風機目前低效率^{［１０－１２］}、小角度、窄流量調節的運行狀態。由于系統改造成本高、技術復雜，往往改造前需對風機的氣動性能、結構本體、轉子動力及強度各個方面進行全新的設計。所以改造前需準確地提供風機的實際運行參數和高爐所需的入爐風量參數的科學匹配性，并作出經濟性分析，方可執行改造方案。

（５）綜合提高操控與管理人員對風機送風特性受富氧率變化的認識，掌握風機出口送風特性與外部管網送風特性的匹配關系^［１３］，合理調整風機的運行角度并通過精準操控調節工況點以適應外部送風特性的要求，減少風機的放散量。

５　結論

（１）通過對高爐側與風機側大量送風數據的綜合分析，得出了風機側送風量與高爐側入爐風量的特性關系，指出了富氧量及富氧率的提升對風機側冷風量的不利影響。

（２）以風機初設時的運行工況點、性能曲線為基礎，與風機實際運行工況點進行對比，分析得出了風機在不同季節和年平均經濟運行區域內工況點出現飄移、冷風放散率增大、運行效率下降以及能耗增加的本質原因，為進一步解決問題作出了全面的剖析和準確的關系梳理。

（３）系統地提出了解決問題的方案和具體措施，為今后風機的氣動設計、節能改造、經濟運行，提供了可靠的理論與實踐的技術支持。

參考文獻：

［１］　李超俊，余文龍．軸流式壓縮機原理與氣動設計［Ｍ］．北京：機械工業出版社，１９８７．

［２］　黃鐘岳，王曉放．透平式壓縮機［Ｍ］．北京：化學工業出版社，２００４．

［３］　伊衛林，黃鴻雁，韓萬金．軸流壓氣機葉片優化設計［Ｊ］．熱能動力工程，２００６（２）：１４０．

［４］　ＸＵ　Ｇａｎｇ．Ａ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ　ｌｏｓｓ　ａｎｄ　ｔｒａｉｌ　ａｎｇｌｅ　ｏｆ　ｕｌｔｒａｔｒａｎｓｏｎｉｃ　ｓｐｅｅｄ　ｂｌａｄｅ　ａｔ　ｎｏｎ－ｄｅｓｉｇｎｉｎｇ　ｐｏｉｎｔｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ

Ａｅｒｏｓｐａｃｅ　Ｐｏｗｅｒ，１９９６，１１（１）：４．

［５］　張福明．高風溫低燃料比高爐冶煉工藝技術的發展前景［Ｊ］．中國冶金，２０１３，２３（２）：２０．

［６］　張福明，梅叢華，銀光宇，等．首鋼京唐５　５００ｍ３ 高爐ＢＳＫ頂燃式熱風爐設計研究［Ｊ］．中國冶金，２０１２，２２（３）：２７．

［７］　張福明，錢世崇，張建，等．首鋼京唐５　５００ｍ３ 高爐采用的新技術［Ｊ］．鋼鐵，２０１１，４６（１０）：１．

［８］　樂志成，呂文燦．軸流式壓縮機［Ｍ］．北京：機械工業出版社，１９８０．

［９］　李景銀，石雪松．高壓軸流壓縮機的加減級與模化設計［Ｊ］．風機技術，２００４（５）：５１．

［１０］　李晟．基于ＦＬＵＥＮＴ軟件的軸流風機設計初步研究［Ｄ］．西安：西北工業大學，２００４．

［１１］　梁高林，吳禮云，凌晨．ＡＶ１００－１９軸流式鼓風機擴容改造流道與葉片的優化設計［Ｊ］．風機技術，２０１６（４）：４３．

［１２］　梁高林，劉振全，杜彥蓉，等．入口管段增設整流柵對高爐鼓風機性能的優化［Ｊ］．流體機械，２０１３，４１（１２）：５７．

［１３］　梁高林．鼓風機站及空壓機站設備運行特性與管理模式剖析［Ｊ］．冶金動力，２０１６（１０）：１８．