液体除湿在高炉鼓风中应用的可行性分析

2019-12-13

节能技术 2019年6期

(上海理工大学能源与动力工程学院,上海 200093)

20世纪中叶以来，随着高炉的大型化转变及高炉喷吹燃料技术的发展，高炉运行中需要鼓入大量的空气(104～105Nm3/h)[1]，而空气中的水分在炉内高温作用下会迅速热解并吸取大量热量。鼓风湿度每增加1 g/m3需补偿约6℃风温[2-3],为提高炉温、降低焦比应对送风进行除湿。同时，空气中水分含量随昼夜季节变化，如果气体不经处理就送入高炉炼钢，鼓风过程中空气绝对含湿量的波动将造成炉内的温度波动，成为高炉运行的不稳定因素。因此现代高炉多采用脱湿鼓风的方式保证高炉进口空气绝对含湿量的稳定[4]。

工业领域常用的空气脱湿方法主要分为两类：冷冻式除湿和吸收式除湿[5-9]。冷冻式除湿是指将空气冷却至露点温度或更低以冷凝和除去水分的方法；吸收式除湿是指采用干燥剂和空气接触以吸收和除去水分的方法，根据吸收剂的物态不同又可分为干式和湿式两种[6,9]。应用在高炉鼓风除湿中时，冷冻式除湿虽然可以将空气维持在一个较低的湿度，但是系统庞大不易维护，耗电量巨大费用高昂。干式吸收除湿虽然运行时电耗低，但装置压降大且需定时更换吸附剂，不利于系统连续运行。相较而言，湿式吸收除湿(即液体除湿)虽然有腐蚀鼓风机叶片之虑，但是便于维护，能够连续稳定工作，更可以利用生产废热驱动再生过程，实现能源梯级利用，节约电能，提高企业生产效益。

国内大部分炼钢厂如首钢[10]、宝钢[11]、梅钢[3]、新钢[12]、马钢[13]等多采用鼓风机前冷冻除湿的方法，而液体除湿应用较少。新日本钢铁公司在广畑厂四高炉安装了液体除湿设备，起到了降低焦比的效果[14]。对于液体除湿的研究，李玉夺等人[15]提出了一种带回热器的太阳能液体除湿系统，削弱了传统除湿系统中外界环境对再生溶液浓度的影响。Su[16]提出了一种可用于工业应用的新型两级LiCl液体除湿系统，并通过对除湿过程中蒸汽分压变化的分析，探讨了其节能机理。Yang等人[17]提出了一种内冷式超声雾化除湿系统并建立了可靠的性能预测模型，结果表明，与绝热式超声雾化除湿系统相比，内冷式除湿性能显著提高。本文以上海某额定风量228 000 m3/h、容量1 800 m3高炉为例进行模化实验，选取LiCl溶液为除湿剂，讨论高炉液体除湿系统全年运行时各参数对除湿效果的影响并提出调节手段，最后进行高炉液体除湿应用的可行性分析及经济性分析。

1 实验内容与装置

1.1 实验装置

若选取风量过大，实验装置将非常庞大；若选取风量过小，会出现边界效应影响热质交换效果，达不到实验目的，因此对原高炉进行1∶60模化实验。装置原理图及实物图如图1和图2所示，主要设备参数表及测点布置表如表1和表2所示。为增强系统的传质效果，采用逆流内冷型除湿塔、逆流绝热型再生塔。

表1 主要设备参数

表2 测点布置及精度表

在除湿塔内，室外空气被风机吸入与低温LiCl溶液发生热质交换，达到含湿量要求后送入热风炉内；稀释后的溶液则流回溶液箱中。在再生塔中，室外空气吸收高温LiCl溶液中的水分后排至室外，完成再生过程的LiCl溶液则流回溶液箱内。为控制除湿、再生塔入口的LiCl溶液温度，设置两台换热器，实验中由冷水机组提供冷水对除湿溶液进行冷却，由热水机组提供热水对再生溶液进行加热。

1.2 实验内容

高炉鼓风要求入口空气湿度为10 g/Nm3，上海地区3～10月均需要除湿，根据逐月平均湿度可分为常年运行工况(春、秋季)和最不利工况(夏季)。本文先在常年运行工况下讨论影响除湿性能的因素，提出调节手段，再在最不利工况下验证装置的实用性。

高炉稳定运行时，影响系统吸湿(析湿)效率的主要因素包括入口液气质量比(溶液质量/空气质量)、入口溶液温度及浓度[18]。因为鼓风直接从大气吸入且风量恒定，因此本文主要研究入口溶液的温度、浓度、流量变化对除湿(再生)塔性能的影响。吸湿或析湿过程实质上是热质交换过程，评价热质交换性能可用质交换量及质交换效率两个指标。根据实验要求设定实验工况如表3所示。

表3 常年运行工况表

质交换量指空气通过除湿(再生)塔前后绝对含湿量差

Δω=|ωi-ωo|

(1)

质交换效率指经过除湿(再生)塔的空气实际达到的参数变化幅度与理论最大变化幅度的比值[19]

(2)

1.3 实验计算依据

由除湿(再生)塔进、出口的空气温度、相对湿度查询湿空气焓湿图软件可得空气的绝对含湿量和水蒸气分压力；由溶液温度、密度查LiCl性质表可得溶液的质量浓度。而溶液表面饱和空气层的水蒸气分压力迄今为止没有统一的计算公式，较为常用的方法有两种：LiCl溶液表面水蒸气分压与其温度、浓度关系图或者经验公式。LiCl溶液表面水蒸气分压与其温度、浓度关系图普遍为大家接受，但查询过程中也不能保证数据的准确，并且数据处理过程繁琐。Fumo[20]等针对低温的除湿工况和高温的再生工况提出了LiCl溶液表面水蒸气分压力的计算公式：

用于低温下的除湿过程

(3)

用于高温下的再生过程

(4)

Conde[21]则将除湿溶液表面饱和水蒸气分压力ps与纯水饱和水蒸气分压力pw之间的关系进行了对比，得出以下计算公式

(5)

其中纯水表面饱和水蒸气分压力pw的计算公式

(6)

为计算数据更可靠而对上述计算方法进行了对比，分别计算了典型除湿和再生溶液状态下的水蒸气分压力ps,见表4。

由表可知，Fumo公式与另两种方法偏差较大，Conde公式与LiCl性质图较接近，故采用Conde公式作为ps的计算依据。

表4 不同文献LiCl溶液表面饱和水蒸气分压力计算结果对比

2 实验结果与讨论

2.1 常年运行工况

液气质量比对塔的运行性能影响显著[18,22]。合适液气质量比保证了溶液与空气的接触面积，从而保证了除湿(再生)效率，不同结构的除湿(再生)塔的最佳液气质量比不同。

由图3可以看出除湿与再生过程都存在最佳的液气比范围，除湿塔最佳液气比为1.39，再生塔最佳液气比为1.34，液气比过大或过小均会导致质交换量与质交换效率降低，这是因为液气比过小时填料未得到充分利用，液体与气体的接触面积太小，质交换不完全；液气比过大时，液体会堵塞空气流道，液气实际接触面积变小，不利于塔内质交换的发生。全年运行时，应尽量保证最佳液气比。

溶液浓度、温度变化对除湿(再生)塔的工作效率影响亦十分明显：溶液表面饱和空气层的水蒸气分压力受溶液浓度、温度影响，传质驱动力随之改变。

由图4可以看出，当浓度为38.2%时系统联合性能最好，但除湿效率不高，此时除湿量为6 g/kg。浓度由38%提升至40%，除湿量由5.88 g/kg升至7.9 g/kg，增幅为34.4%；再生量由28 g/kg降至24.3 g/kg,降幅为15.2%。浓度由40%提升至42%，除湿量由7.9 g/kg升至8.39 g/kg，增幅为6.1%；再生量由24.3 g/kg降至20.7 g/kg,降幅为14.8%。浓度超过40%后，继续提升浓度对除湿量影响不再显著。因此为了兼顾除湿效果与系统联合效率，全年运行时最佳溶液浓度为(39±1)%。

2.2 夏季最不利工况验证

夏季条件下，除湿溶液温度受冷却塔出水温度限制因而不会太低，对除湿造成了一定困难。为保证出口空气绝对含湿量为10 g/Nm3，必须提高溶液浓度，此时为维持再生量应提高再生溶液的温度。上海夏季极端气候条件下联合运行工况如下表5所示。此时液体除湿系统除湿塔出口空气绝对含湿量可达到9.69 g/kg，满足鼓风湿度要求。

3 离子夹带及经济性分析

3.1 离子夹带实验

当溶液流量一定时，随着填料塔内风速增大，出口空气中液体夹带量随之增加。若溶液流速选择不当，将产生溶液飞沫，并随空气一起进入管道，腐蚀管道及鼓风机叶片[9]。碱金属会使烧结矿、球团矿及焦炭的冶金性能变坏(如产生体积膨胀，强度降低，粉末增多等)[23-24]。氯离子具有很强的活化性能，会破坏金属表面的氧化膜，并阻碍其再次成膜，从而引起腐蚀[25]。当前国内尚未制定空气中带液离子检测的相关标准，一般做法是先采取富集技术，使空气中带液离子转换为水中待检离子，再对其水样进行痕量分析[26]。由于测量手段有限，而LiCl溶液中Li+与Cl-粒子数为1∶1的关系，且Cl-更活泼，所以理论上夹带的Cl-比Li+多，故本文仅采用离子色谱法进行Cl-检测。检测结果为2.06 mg/L，即为1.585 ppm，远小于设备商要求的100 ppm，符合测试要求，因而可认为该设计实验几乎不存在污染，系统设计规模可扩大至工程化再进行检测。