朱紅兵，邸連波
（上海寶鋼節(jié)能環(huán)保技術(shù)有限公司，上海 ２０１９９９）
摘要：轉(zhuǎn)底爐已經(jīng)成為冶金固廢尤其是含鐵含鋅塵泥處置的優(yōu)選工藝設(shè)備。 針對該工藝系統(tǒng)中的風(fēng)機配置及存在的問題做了介紹，對比分析了污泥干燥除塵系統(tǒng)、生球烘干除塵系統(tǒng)和轉(zhuǎn)底爐燃燒系統(tǒng)等幾個典型子系統(tǒng)的風(fēng)機節(jié)能改造對策，詳細闡述節(jié)能改造實踐中的關(guān)鍵點和節(jié)能技術(shù)的適用性，為冶金行業(yè)轉(zhuǎn)底爐風(fēng)機系統(tǒng)節(jié)能指明了方向。
關(guān)鍵詞：轉(zhuǎn)底爐； 風(fēng)機節(jié)能； 污泥烘干； 生球干燥； 轉(zhuǎn)底爐助燃
轉(zhuǎn)底爐技術(shù)已經(jīng)成為鋼鐵企業(yè)固廢尤其是含鐵含鋅塵泥處置的優(yōu)選工藝，在寶武集團、山鋼集團、河鋼集團均建有投產(chǎn)的轉(zhuǎn)底爐。 轉(zhuǎn)底爐替代能耗高的回轉(zhuǎn)窯已是大勢所趨，但能耗占運行成本的比例仍然較大，在“雙碳” 背景下，如何降低轉(zhuǎn)底爐能耗是其發(fā)展的研究方向［1］。 本文根據(jù)轉(zhuǎn)底爐的常規(guī)工藝流程，結(jié)合已經(jīng)實施的典型節(jié)能案例，重點分析風(fēng)機系統(tǒng)配置中存在的問題，為轉(zhuǎn)底爐工藝系統(tǒng)中的風(fēng)機節(jié)能降耗指明方向。
１ 存在問題溯源及對策分析
轉(zhuǎn)底爐生產(chǎn)系統(tǒng)典型工藝流程圖見圖１。
從圖１可以看出，各類含鐵塵泥經(jīng)過預(yù)處理后送入配料間相應(yīng)料倉存儲，經(jīng)過配料、混合、壓球及篩分、生球干燥后送至轉(zhuǎn)底爐振動布料器，均勻布到轉(zhuǎn)底爐環(huán)形爐床。 進入轉(zhuǎn)底爐內(nèi)的生球利用爐內(nèi)1250～ 1300 ℃ 高溫發(fā)生還原反應(yīng)，其中的 ZnO粉末在余熱回收及袋式除塵中逐級回收；還原后的金屬化產(chǎn)品經(jīng)冷卻和篩分后，篩上金屬化產(chǎn)品球供高爐、轉(zhuǎn)爐使用，篩下金屬化產(chǎn)品粉料供燒結(jié)使用。
該工藝過程中風(fēng)機配置覆蓋了預(yù)處理污泥烘干、配料混合、生球烘干、轉(zhuǎn)底爐燃燒、成品冷卻和篩分及轉(zhuǎn)底爐煙氣處理等6大系統(tǒng)，以下重點對預(yù)處理污泥烘干系統(tǒng)、生球烘干系統(tǒng)及轉(zhuǎn)底爐燃燒等3個典型子系統(tǒng)的風(fēng)機配置和存在的問題作具體介紹和分析。
1.1 預(yù)處理污泥烘干系統(tǒng)
預(yù)處理污泥烘干系統(tǒng)用于含水污泥的烘干處理，烘干過程中將產(chǎn)生110 ℃ 左右的含塵煙氣，每臺污泥烘干機各設(shè)1套除塵系統(tǒng)，將煙氣凈化后排放。 以A基地為例進行分析，單套烘干除塵風(fēng)機設(shè)計參數(shù)為風(fēng)機進口風(fēng)量 Q＝95000ｍ3／h，全壓升pt＝5kPa，風(fēng)機進口煙氣溫度t＝150 ℃，配套電動機額定電流為342A。 當風(fēng)機進口調(diào)節(jié)門最大開度（48％）時，風(fēng)機進口風(fēng)量實測值為Q＝105204m3／h， 靜壓升ps ＝1.950kPa，全壓升pt ＝ 2.327kPa，進口煙氣溫度為105 ℃，電動機運行電流306.1A。
將原設(shè)計性能折算到實際煙氣溫度105 ℃時，則進口風(fēng)量Q＝95000m3／h，全壓升pt＝5.595kPa。 將設(shè)計性能和實測數(shù)據(jù)繪于同一張圖中，見圖2，可見風(fēng)機實際運行在偏大流量、低壓力區(qū)域，偏離原設(shè)計點。
1.1.1 問題溯源分析
風(fēng)機管網(wǎng)特性曲線（流量—壓力） 是一條通過坐標原點的二次拋物線。 在管網(wǎng)各部件幾何尺寸、管網(wǎng)材料、氣體密度（溫度） 及流動狀態(tài)不變的前提下，管網(wǎng)總阻力與流經(jīng)管網(wǎng)的流量平方成正比。 風(fēng)機的全壓特性曲線與管道特性曲線的交點即是風(fēng)機的工作點。 由此可見，風(fēng)機與管網(wǎng)要產(chǎn)生良好的匹配關(guān)系，必須符合以下兩個條件：
①通過風(fēng)機和管網(wǎng)的風(fēng)量要完全相等；②風(fēng)機產(chǎn)生的靜壓升要等于管網(wǎng)的總阻力。 換言之，風(fēng)機所產(chǎn)生的靜壓升應(yīng)能在克服管網(wǎng)總阻力的前提下滿足風(fēng)量的需要。
而實際情況是，原風(fēng)機設(shè)計全壓折算到實際煙氣溫度t ＝105 ℃時的全壓升為 pt ＝ 5.595kPa， 靜壓升ps ＝ 5.40kPa；風(fēng)機實際工作狀態(tài)時的全壓升pt ＝2.327kPa，靜壓升ps＝ 1.950kPa。
實際的管網(wǎng)阻力只有計算阻力值的36.1％ ，可見風(fēng)機靜壓升與管網(wǎng)阻力是不匹配的，導(dǎo)致風(fēng)機運行效率偏低。 根據(jù)測試報告，該風(fēng)機的運行效率只有40.56％ ，風(fēng)機運行內(nèi)效率為42.7％ ，遠低于原設(shè)計內(nèi)效率81％ ，同時風(fēng)機進口調(diào)節(jié)門無法進一步 打開，給運行操作帶來了很多麻煩。造成管網(wǎng)設(shè)計阻力與實際阻力差異較大的主要原因在于：因為局部阻力在管網(wǎng)總阻力中占比很大，而用于計算局部阻力的阻力系數(shù)值一般通過試驗方法獲取，由于各異形部件的形狀和特征不盡相同，阻力系數(shù)和理論的試驗條件存在差異，又由于在確定最終的設(shè)計參數(shù)時，按設(shè)計規(guī)程必須留有備用系數(shù)，各種余量系數(shù)疊加，風(fēng)機風(fēng)壓余量會高達48％ 左右［2］。
1.1.2 對策分析
對照圖2可以看出，該風(fēng)機的實際運行點偏離了設(shè)計點所在的管網(wǎng)曲線，處于大流量區(qū)，葉輪內(nèi)部沖擊損失較大；如果采用變頻調(diào)速進行改造，風(fēng)機進口調(diào)節(jié)門全部打開，此時電動機屬于超電流運行狀態(tài)，必須將電動機頻率調(diào)整到36.5Hz（715r／min）左右，風(fēng)機運行參數(shù)與測試數(shù)據(jù)基本相同，風(fēng)機運行內(nèi)效率略低于74％ ，和原設(shè)計內(nèi)效率81％ 存在差距。 綜合比較后優(yōu)選風(fēng)機設(shè)備改造方案。
考慮到后續(xù)除塵系統(tǒng)阻力會有緩慢上升的趨勢［3］，選擇了壓力系數(shù)0.5的樣條曲線葉型高效風(fēng)機。 改造后相關(guān)數(shù)據(jù)描繪于圖3中，在風(fēng)機進口調(diào)節(jié)門全開時，風(fēng)機流量達到104500 m3／h，風(fēng)機全壓3.5kPa，與新設(shè)計點稍有差異，這是由于改造后測試期間的烘干溫度89℃ 低于改造前的煙氣溫度105℃導(dǎo)致的。
改造前電動機平均輸入功率為136kW，進口調(diào)節(jié)門開度在26％～33％ 之間調(diào)整。 測試期間生產(chǎn)操作人員出于保守心理，將開度調(diào)節(jié)到電動機電流能承受的最大開度時進行測試（約48％ ，實際生產(chǎn)時基本不會用到），這也是導(dǎo)致改造后開度在48％ 左右就能夠滿足生產(chǎn)運行的主要原因。
即使如此，由于設(shè)計參數(shù)優(yōu)化和高效機型的應(yīng)用，經(jīng)過兩個多月的運行測試，改造后平均小時電耗為73.6kWh，節(jié)電率仍然達到45.8％ 。 同時也解決了除塵風(fēng)機易超電流運行的問題。
1.2 生球烘干系統(tǒng)
生球烘干是物料進入轉(zhuǎn)底爐進行還原之前的一道關(guān)鍵工序。 烘干機有鏈篦機和網(wǎng)帶烘干機兩種方式。 生球干燥后產(chǎn)生的煙氣經(jīng)過布袋除塵器凈化后，通過生球干燥除塵風(fēng)機強制排出。 烘干機內(nèi)部（針對鏈篦機）又增設(shè)了煙氣循環(huán)系統(tǒng)，將鏈篦機高溫段出來的煙氣粗除塵后，通過內(nèi)循環(huán)風(fēng)機送至低溫段使用，用于烘干煙氣的內(nèi)部循環(huán)。這樣需分成 ３ 個子系統(tǒng)來分析。
1.2.1 生球烘干熱風(fēng)爐系統(tǒng)
圖4為生球烘干熱風(fēng)爐系統(tǒng)。 該系統(tǒng)通過燃燒煤氣在熱風(fēng)爐內(nèi)產(chǎn)生 1000 ℃ 左右的高溫?zé)煔?，與熱風(fēng)爐低溫?zé)煔庖L(fēng)機引來的轉(zhuǎn)底爐煙氣混風(fēng)后，將熱風(fēng)爐出口煙溫降低到600～650 ℃ ，煙氣經(jīng)過空氣預(yù)熱器預(yù)熱轉(zhuǎn)底爐助燃空氣和混合煤氣后，降低到350 ℃ 左右，再通過熱風(fēng)爐高溫?zé)煔庖L(fēng)機送至生球烘干機用于生球干燥。
該系統(tǒng)中配有熱風(fēng)爐助燃風(fēng)機、熱風(fēng)爐低溫?zé)煔庖L(fēng)機和熱風(fēng)爐高溫?zé)煔庖L(fēng)機各 １ 臺。盡管各基地燃燒的煤氣種類和熱值有所不同，熱風(fēng)爐助燃風(fēng)機的設(shè)計參數(shù)基本一致。 根據(jù)實際測試結(jié)果，風(fēng)機進口調(diào)節(jié)門最大開度在45％～ 60％ 之間，風(fēng)機設(shè)備在對應(yīng)流量區(qū)間的設(shè)計內(nèi)效率為72％ ～75％ ，新開發(fā)的高效風(fēng)機在同等條件下的設(shè)計內(nèi)效率可達到 84％ ～88％ ，并配置低壓變頻器，根據(jù)煤氣量變化調(diào)節(jié)助燃風(fēng)量，平均節(jié)電率16.1％～24.9％ 。
低溫?zé)煔庖L(fēng)機的混風(fēng)量會根據(jù)熱風(fēng)爐去往高溫?zé)煔庖L(fēng)機的溫度值（350 ℃左右）來進行適當調(diào)整。 需要注意的是，在拆除舊風(fēng)機時，發(fā)現(xiàn)舊葉輪的流道積垢相當嚴重，見圖5。 出現(xiàn)這種現(xiàn)象的根本原因在于固廢成分復(fù)雜，存在多種堿金屬（K、Na、Pb、Zn） 液態(tài)或熔融態(tài)物質(zhì)，在直接還原過程中會出現(xiàn)多種晶體相性變化，極易生成黏堵現(xiàn)象。 因為有50％ 左右的轉(zhuǎn)底爐煙氣通過這臺風(fēng)機回用到熱風(fēng)爐中，長期運轉(zhuǎn)將會在葉輪流道中出現(xiàn)比較明顯的積垢現(xiàn)象。 如果積垢出現(xiàn)不均勻脫落，葉輪將失衡，同時氣動性能也會受到影響。 因此該風(fēng)機在選型設(shè)計時，應(yīng)充分考慮積垢的影響因素，氣動性能應(yīng)留有充分的余量，并配置變頻器調(diào)節(jié)回風(fēng)量，風(fēng)機運行效率不會受太大影響。
根據(jù)設(shè)計資料可知，生球烘干段煙氣熱風(fēng)爐 的煙氣發(fā)生量設(shè)計值分別為：90000m3／ h（25萬t ／a）、80000m3／h（20萬t ／a），折算到工況狀態(tài)下， 高溫引風(fēng)機風(fēng)量處理能力分別為 205384m3／h、 182564m3／h，風(fēng)機全壓在2000 ～3000 Pa 之間， 屬于中壓風(fēng)機偏低壓力的范疇。 實際運行時，風(fēng)機實際全壓為設(shè)計值的52％～64％ 即可以滿足系統(tǒng)需求。 采用變頻調(diào)速替代進口調(diào)節(jié)門，節(jié)電率基本為11％～13％ ，變頻運行性能曲線見圖6。 就單套系統(tǒng)而言，投資回報率并不理想。 采用基于Clark-Y翼型開發(fā)的高比轉(zhuǎn)速離心風(fēng)機替代目前的雙凸面非對稱翼型，風(fēng)機內(nèi)效率可以在81％～87％ 之間，實際節(jié)電率優(yōu)于變頻改造效果。
可以看出，對于工況變化較小或基本恒定的風(fēng)機系統(tǒng)，采用風(fēng)機設(shè)備改造方案更為經(jīng)濟［4］。
1.2.2 生球烘干煙氣內(nèi)循環(huán)系統(tǒng)
設(shè)計資料中將內(nèi)循環(huán)風(fēng)機進氣煙氣溫度定義為 ２５０ ℃ ，或給出范圍 ２００ ～ ３００ ℃ ，但根據(jù)實際進氣溫度來看，最高沒有超過 １８５ ℃ ，最低在１５０ ℃左右。 溫度值與設(shè)計給定值差異較大，風(fēng)機比轉(zhuǎn)速由 ４２ 變化到 ４９ 左右，葉輪型式發(fā)生變化；另外考慮到這臺風(fēng)機必須根據(jù)進料量調(diào)整內(nèi)循環(huán)風(fēng)量，控制鏈篦機內(nèi)高溫段和低溫段的溫度場分布，因此采取高效風(fēng)機改造 ＋ 變頻調(diào)速的組合節(jié)能措施對其進行節(jié)能改造，節(jié)電效果比較顯著。
1.2.3 生球烘干除塵系統(tǒng)
（1） 風(fēng)量平衡分析。
生球烘干除塵風(fēng)機處理的是鏈篦機內(nèi)生球烘干經(jīng)過除塵器凈化后的煙氣，煙溫一般在 90～120 ℃ 間，A基地初步設(shè)計文件注明為約95 ～110℃ ，實際測量數(shù)據(jù)與此吻合。 B基地設(shè)備技術(shù)規(guī)格書中標明該風(fēng)機的進口煙氣溫度為160℃ ，這也是造成該風(fēng)機運行點偏離設(shè)計點、能耗偏高的一個重要因素。
工藝流程上該風(fēng)機屬于常規(guī)的工藝除塵系統(tǒng)末端裝置，但由于該除塵風(fēng)機與上述的熱風(fēng)爐高溫?zé)煔庖L(fēng)機為串聯(lián)風(fēng)機系統(tǒng)，同時在鏈篦機內(nèi)部又接入了內(nèi)循環(huán)風(fēng)機，這樣在高溫引風(fēng)機、內(nèi)循環(huán)風(fēng)機、烘干機和烘干除塵風(fēng)機之間形成了一個串并聯(lián)系統(tǒng)，見圖7。 如何保證鏈篦機內(nèi)部的風(fēng)量平衡、溫度場分布和壓力控制，這是烘干除塵風(fēng)機運行控制和節(jié)能改造時必須考慮的一個重要因素。
由于內(nèi)循環(huán)系統(tǒng)的引入，生球烘干除塵系統(tǒng)的實際有效風(fēng)量應(yīng)小于熱風(fēng)爐高溫?zé)煔怙L(fēng)機引引入的煙氣量，考慮鏈篦機和生球烘干除塵器的漏風(fēng)量，風(fēng)量平衡關(guān)系式見式（1）：
式中：Q1N為熱風(fēng)爐高溫?zé)煔庖L(fēng)機輸出的標況流量，m3／h；Q1N為鏈篦機內(nèi)循環(huán)風(fēng)機輸出的標況流量，m3／ｈ；Q2N為生球烘干除塵風(fēng)機輸出的標況流量，m3／h；ΔαL為鏈篦機漏風(fēng)系數(shù)，一般取0.30 ～0.40；ΔαZ為多管除塵器漏風(fēng)系數(shù)，一般取0.07； ΔαB為布袋除塵器漏風(fēng)系數(shù)，一般取0.05；ΔαP為煙道漏風(fēng)系數(shù)，一般取0.03。
根據(jù)A基地的測試數(shù)據(jù)對式（1）進行平衡計算可知，整個系統(tǒng)的風(fēng)量基本平衡，但系統(tǒng)的實際漏風(fēng)率比取值偏高。 因此在實際操作運行中，可以考慮適當加大內(nèi)循環(huán)的風(fēng)量，降低烘干除塵風(fēng)機的轉(zhuǎn)速或進口調(diào)節(jié)門的開度，在保證生球干燥指標的前提下，既能充分利用內(nèi)部煙氣熱量，又能降低烘干除塵風(fēng)機電耗，整個系統(tǒng)的漏風(fēng)率也會得到有效控制。
（2） 風(fēng)機改造方式對比。
變頻改造方式：將B基地生球烘干除塵風(fēng)機的設(shè)計參數(shù)與實測性能描繪于同一張性能曲線圖中，見圖８。 實測性能完全偏離了設(shè)計點的性能， 改造前采用進口調(diào)節(jié)門調(diào)節(jié)烘干風(fēng)量。開度只能調(diào)節(jié)到20％ 左右，鏈篦機內(nèi)負壓在許可的微負壓范圍內(nèi)，風(fēng)機實測運行效率只有24％ 左右。 由于烘干風(fēng)量變化有限，優(yōu)先考慮采用與系統(tǒng)匹配的 風(fēng)機進行節(jié)能改造最為合適，但由于改造后的新風(fēng)機與舊風(fēng)機的地腳安裝基礎(chǔ)相差過大，砼基礎(chǔ)需要較大變化，而轉(zhuǎn)底爐年修時間不允許長時間停機，只能采用變頻調(diào)速方式進行節(jié)能改造，改造 后風(fēng)機基本處于30～35Ｈz區(qū)間內(nèi)運行。由于原風(fēng)機設(shè)備能力與實際需求偏差較大，變頻改造后的實際節(jié)電率仍然高達60％。 根據(jù)實際測試數(shù)據(jù)，該風(fēng)機機組的運行效率只有55.1％ ，風(fēng)機本體內(nèi)效率只有65.7％ ，與該風(fēng)機本體的最高效率點83.1％ 相差甚遠。 以此案例說明變頻改造方式的局限性［4］。
風(fēng)機設(shè)備改造方式：將A基地生球烘干除塵風(fēng)機的設(shè)計參數(shù)與實測性能描繪于同一張性能曲線圖中，見圖9。 由圖9可見，設(shè)計點與實際運行點全壓相差50％ 左右，如果采用變頻調(diào)速進行改造，實際運行點同樣落在效率偏低的區(qū)間。 根據(jù)測試參數(shù)重新確定設(shè)計參數(shù)，研發(fā)一種與系統(tǒng)匹配的高效風(fēng)機，并對葉輪進行改型設(shè)計，盡量提高設(shè)計點的內(nèi)效率。 從圖9可以看出，運行點的內(nèi)效率從改造前的48％ 提高到改造后的74％ 左右，節(jié)電效率比較明顯，實測節(jié)電率≥38％。 通過以上兩個案例的剖析，可以看出，對于運行工況相對穩(wěn)定的風(fēng)機系統(tǒng)，在現(xiàn)場條件允許的前提下，盡可能采用風(fēng)機設(shè)備更新升級的方式。
1.3 轉(zhuǎn)底爐燃燒系統(tǒng)
轉(zhuǎn)底爐助燃空氣系統(tǒng)由助燃風(fēng)機、空氣預(yù)熱器、空氣管道系統(tǒng)等組成。 每個基地轉(zhuǎn)底爐區(qū)域所用煤氣有所不同，A基地和B基地為轉(zhuǎn)爐煤氣和焦爐煤氣的混合煤氣，C基地和 Ｄ 基地則為轉(zhuǎn)爐煤氣。 轉(zhuǎn)爐煤氣中的可燃成分主要為一氧化碳，轉(zhuǎn)爐煤氣和焦爐煤氣組成的混合煤氣中可燃成分主要為一氧化碳和氫氣，所以單獨燃燒轉(zhuǎn)爐煤氣時的空燃比一般為（1.21 ～ 1.44） ∶1，燃燒轉(zhuǎn)爐煤氣和焦爐煤氣組成的混合煤氣時的空燃比一般為（2 ～ 2.5） ∶1。 對比上述幾個基地的煤氣消耗量和助燃風(fēng)機風(fēng)量，風(fēng)量設(shè)計富余量還是很大的。
以A基地為例，將設(shè)計性能（Q ＝ 46000ｍ3／h， p ＝12.0kPa，t＝20℃）與實測性能（Q ＝24010m3／h p＝ 9.213 kPa，t≈27℃ ）描繪于同一張性能曲線圖中，見圖10。
考慮到轉(zhuǎn)底爐燃燒時的各種影響因素，改造后新風(fēng)機設(shè)計參數(shù)留有一定的冗余量，實際投運后風(fēng)機進口調(diào)節(jié)門開度60％ 即可以滿足要求。經(jīng)測試，風(fēng)機運行內(nèi)效率由改造前的52％ 提高到改造后的71％ 左右，節(jié)電率約18％～20％ 。
2 節(jié)能改造實踐中的體會
2.1 風(fēng)機設(shè)備選型和設(shè)計參數(shù)偏差
2.1.1 系統(tǒng)阻力偏差
從上述幾套系統(tǒng)實際情況來看，管網(wǎng)系統(tǒng)阻力與實際值偏差過大是導(dǎo)致風(fēng)機運行效率偏低的一個主要因素。 存在差異的主要原因歸結(jié)為阻力系數(shù)的試驗數(shù)據(jù)（或稱“經(jīng)驗公式法”）所依賴的條件與實際情況有偏差造成，其對于邊界復(fù)雜和回路較多的流動，存在一定的局限性。
文獻［5］指出，采用計算流體力學(xué)的方法更適用于管網(wǎng)形狀復(fù)雜、流動變化的情況，可以更好地模擬管網(wǎng)內(nèi)的三維流動；同時指出經(jīng)驗公式法計算管網(wǎng)系統(tǒng)的整體阻力時為所有沿程阻力和局部阻力的線性疊加，而計算流體力學(xué)的方法則可以較好地反映各管件之間的相互影響，計算精度更高更準確。
文獻［6］更進一步指出，管網(wǎng)阻力計算的粗疏也是造成阻力計算額定值不準確的重要原因。很多設(shè)備技術(shù)規(guī)格書中給出風(fēng)機全壓要求普遍為“5.0kPa”、“5.5kPa”、“6.5kPa”乃至“7.5kPa”、 “12.0kPa”，但如果是按照計算的結(jié)果再考慮一定的富余量，并不會出現(xiàn)如此高頻率的重復(fù)數(shù)據(jù)，必須引起相關(guān)單位的足夠重視，避免出現(xiàn)經(jīng)驗設(shè)計的怪圈。
2.1.2 進氣條件偏差
風(fēng)機進氣條件一般包括：當?shù)卮髿鈮夯蚝０胃叨?、進氣端相對壓力、進氣溫度、進氣介質(zhì)成分和含量或進氣介質(zhì)密度、進氣介質(zhì)含塵量。在此要特別強調(diào)的是，很多設(shè)備技術(shù)規(guī)格書中進氣負壓都沒有特別注明，并且進氣溫度也和實際監(jiān)測的溫度存在一定的差距，這兩個數(shù)值的大小對進氣介質(zhì)密度的計算影響很大，也會導(dǎo)致風(fēng)機設(shè)計選型產(chǎn)生偏差，運行點偏離原設(shè)計點，尤其是進氣溫度的差異影響更明顯，需要在編制設(shè)備技術(shù)規(guī)格書時引起足夠重視。
2.1.3 模型機風(fēng)機性能真實性的論證
首要前提是原始數(shù)據(jù)庫中風(fēng)機模型的性能必須真實可靠，并且考慮到尺寸效應(yīng)的影響，在數(shù)據(jù)庫中將性能分別列出。 尤其是涉及模型機的效率確定，必須用扭矩儀實測軸功率。 如果用電測法，得出的效率是不可靠的。 模型機測試過程中的所有數(shù)據(jù)信號不能落地，必須采用記錄儀與測試系統(tǒng)直接傳輸信號，采樣周期和數(shù)據(jù)算法應(yīng)符合國家標準中的條款要求。
2.2 負載下降導(dǎo)致配套電動機功率因數(shù)下降問題
在進行節(jié)能改造前的能耗值統(tǒng)計時，經(jīng)常會發(fā)現(xiàn)根據(jù)計量表統(tǒng)計出的有功電耗會低于根據(jù)電流、電壓和功率因數(shù)相乘的計算方法得出的值。排除了電壓影響和工況調(diào)整的因素（包括管網(wǎng)自調(diào)整和人工調(diào)節(jié)） 外，主要在于電動機功率因數(shù)的差距造成的影響。 由于實際電動機負載率很多在30％ ～50％ 之間，電動機功率因數(shù)比電動機銘牌上給出的額定功率因數(shù)下降較多，所以在進行節(jié)能測算時必須充分考慮這一因素的影響，尤其在目前普遍應(yīng)用的高效電動機上表現(xiàn)更為明顯。因此功率因數(shù)的獲取應(yīng)根據(jù)電動機廠家提供的功率因數(shù)曲線表查得，如圖11（目前廠家很少提供），或根據(jù)配電柜上的多功能表計讀出（這個數(shù)據(jù)在前期做測算時很難得到），或根據(jù)電動機功 率因數(shù)的經(jīng)驗計算公式和圖表查得（這個得出的結(jié)果與實際情況也會存在差距，工程上應(yīng)用時可以作為參考）。
還有一點需要注意，電動機運行時因無功功線路中增加的有功損耗，在GB／T 12497《三 相異步電動機經(jīng)濟運行》中引入了電動機的無功經(jīng)濟當量和系統(tǒng)綜合功率損耗，在目前的節(jié)能計算中并沒有涉及，但因為功率因數(shù)的下降而增加的有功損耗則無疑是存在的。
2.3 變頻方式的適用性討論
從第1章節(jié)中可以看出，大多數(shù)的風(fēng)機節(jié)能改造采用了設(shè)備本體優(yōu)化更新的方式。 在初始改造方案論證評審時，大多數(shù)意見是對上述所有風(fēng)機采用變頻改造的方式，認為可以一勞永逸，只不過因為沒有足夠的電氣室空間或新建電氣室的位置，方才沒有實施。 從 1.2.3章節(jié)中就可以看出，雖然基地B生球烘干除塵風(fēng)機本身最高效率也可以達到83.1％ ，但在實際的管網(wǎng)特性系統(tǒng)中運行時，采用變頻調(diào)速改造后，其效率遠偏離高效區(qū)域。
因此必須明確變頻在風(fēng)機設(shè)計中的地位，變頻調(diào)速只是一種調(diào)節(jié)手段，決定節(jié)能效果優(yōu)劣首先是主體設(shè)備———風(fēng)機。 在方案確定初期，必須從工藝需求方面確認是否有必要進行變頻設(shè)計。
３ 結(jié)語
轉(zhuǎn)底爐工藝為近幾年發(fā)展起來的固廢處置新工藝，其中的風(fēng)機配置和技術(shù)參數(shù)的確定需要摸索和積累。 幾條生產(chǎn)線風(fēng)機節(jié)能項目的實施效果顯示，平均節(jié)電率達到30％ 以上。 能耗臺賬表明，轉(zhuǎn)底爐作業(yè)區(qū)每班的電耗比改造前下降6000kWh左右，作業(yè)率保持在80％ ，25 萬t／a單條生產(chǎn)線年節(jié)電量可達到500萬kWh以上，對降低轉(zhuǎn)底爐噸原料電耗貢獻度比較明顯。 項目成果也引起了相關(guān)單位的關(guān)注和重視，在后續(xù)新生產(chǎn)線的建設(shè)過程中，對風(fēng)機設(shè)計參數(shù)的確定和配套設(shè)施開始了優(yōu)化工作。 隨著節(jié)能工作的深度推進和其他節(jié)能新技術(shù)的綜合應(yīng)用，轉(zhuǎn)底爐產(chǎn)線的整體能耗有望得到進一步降低。
參考文獻
［1］ 劉長正． 轉(zhuǎn)底爐處理冶金固廢的節(jié)能研究與應(yīng)用［J］.中國資源綜合利用，2020，40（6）：180 －184．
［2］ 吳民強． 泵與風(fēng)機節(jié)能技術(shù)問答［M］．北京：中國電力出版社，1998：267－271．
［3］ 劉志玲． 大型除塵系統(tǒng)的設(shè)計及有關(guān)問題探討［J］．有色金屬設(shè)計，2001，28（3）：27－30．
［4］ 徐甫榮． 高壓變頻調(diào)速技術(shù)應(yīng)用實踐［M］．北京：中國電力出版社，2007：109－116．
［5］ 王梟，饒杰，王弼． 管道阻力計算［J］．壓縮機技術(shù)，2018 （6）：26 －29．
［6］ ２ 張云田． 通風(fēng)機應(yīng)用中不節(jié)能的若干問題［J］．風(fēng)機技術(shù)，2010（1）：54－ 61．