燒結煙氣凈化系統(tǒng)工藝風機存在的問題分析及優(yōu)化

朱紅兵

上海寶鋼節(jié)能環(huán)保技術有限公司

0 前言

燒結煙氣的凈化處理一般包括煙氣脫硫和煙氣脫硝兩個工藝流程。對于已有煙氣脫硫的燒結系統(tǒng)，氮氧化物的凈化處理一般置于脫硫系統(tǒng)出口，在很多的燒結煙氣凈化工程中都有很好的運行案例。如：某特鋼公司的2#燒結機（300m2），處理煙氣量100萬Nm3/h，而對于沒有進行任何煙氣凈化處理的燒結機，有兩種配置方式：如某裝備制造材料公司的1#、4#、5#燒結機均采用了CFB脫硫在前、SCR脫硝在后的布置方式；而對于某鑄業(yè)有限公司的130m2燒結機則采取了SCR脫硝在前、噴淋脫硫在后的倒置處理流程，仿照了電站鍋爐煙氣治理的方式。燒結機的煙氣與電站鍋爐煙氣的成分和特性存在較大的區(qū)別[1]。由于脫硫與否導致進入SCR脫硝系統(tǒng)中各風機（主要對于熱引風機和配風風機）的煙氣成分和顆粒物的差異，對風機在設計選材、葉型選擇、結構設計和表面處理等方面均提出了不同的要求。同時，主引風機在系統(tǒng)中所處的位置不同，進出口的壓力分布不同，主引風機的進氣條件發(fā)生變化，對風機性能產生影響，導致主引風機的實際性能與設計性能產生偏差。本文從系統(tǒng)工藝流程布置、煙氣成分和特性、風機設計選型、材料選擇、結構設計及表面處理、故障診斷、后續(xù)改進等幾個方面進行分析和總結，以供后續(xù)的工程項目參照。

1 系統(tǒng)工藝流程布置

1.1 燒結煙氣先脫硫后脫硝的典型工藝流程

脫硫后的燒結煙氣首先進入濕法電除塵器進行除塵，煙氣溫度由85℃降至55℃，預熱升溫5℃～8℃后（加熱爐出口熱煙氣引出一支管引入到GGH冷端入口煙道中，對濕電后的煙氣進行預熱升溫），通過外部煙道進入回轉式GGH煙氣換熱器與脫硝后較高溫度的煙氣進行換熱升溫至約250℃后煙氣進入脫硝裝置的入口煙道，與加熱爐送來的高溫煙氣進行混合補熱（加熱爐主要用在煙氣溫度較低達不到脫硝工藝需要的溫度時，對脫硝入口的煙氣進行補熱），升溫后的煙氣加熱到約270℃～280℃，與來自氨水汽化爐的氨空氣混合氣體混合（稀釋后的氨/熱煙氣混合氣體），混合均勻的煙氣通過噴氨格柵噴入反應器前的煙道內，與煙氣充分混合后經過整流器進入SCR脫硝反應器內部，在催化劑表面，氨與氮氧化物反應實現脫硝凈化，凈化后的煙氣經過GGH換熱降溫至90℃，通過主引風機（增壓風機）送至煙囪達標排放。見圖1。

由圖1可見，主引風機位于系統(tǒng)的末端，克服脫硫系統(tǒng)和脫硝系統(tǒng)的所有阻力，主引風機的入口壓力一般在-7kPa～-9kPa，如果脫硫端設有脫硫增壓風機，則該處的主引風機入口壓力一般在-4kPa左右，入口煙溫實際值在110℃～130℃，出口緊接著煙囪，由于熱煙氣的抬升作用，主引風機出口一般呈微負壓狀態(tài)。根據煙氣溫度和煙道進出口截面的溫度差，計算可得自生通風力一般在200Pa左右，系統(tǒng)管網特性修正見公式（1）。因此，在給定主引風機設計參數時，必須注明，使選型合理[2]。

1.2 燒結煙氣先脫硝后脫硫的典型工藝流程

燒結煙氣先脫硝后脫硫的典型工藝流程見圖2。燒結機頭電除塵經由主抽風機送來的燒結原煙氣（110℃～160℃）通過外部煙道進入回轉式GGH煙氣換熱器與脫硝后較高溫度的煙氣進行換熱升溫至280℃～290℃，初步升溫后的煙氣進入脫硝內部入口煙道，與加熱爐送來的高溫煙氣進行混合進一步升溫，煙氣加熱到320℃，該溫度設計值較先脫硫后脫硝工藝略高，一般控制在280℃左右，與稀釋后的氨/熱煙氣混合氣體充分混合，通過噴氨格柵噴入反應器前的煙道內，與煙氣充分混合后經過整流器進入SCR脫硝反應器內部進行脫硝凈化。凈化后的煙氣依次經過GGH和MGGH降溫后，控制在130℃～140℃，通過主引風機（增壓風機）送入脫硫塔內脫硫，然后通過濕電除塵和除霧器，煙溫控制在100℃左右進入煙囪達標排放。

圖2 燒結煙氣凈化處理流程圖（先脫硝后脫硫）

由圖2可見，主引風機位于脫硝系統(tǒng)和脫硫系統(tǒng)的中間段，進口僅需克服脫硝系統(tǒng)的所有阻力，主引風機的入口壓力一般在-4kPa左右，入口煙溫在110℃～130℃之間。而出口用于克服脫硫系統(tǒng)的管網和裝置的所有阻力，主引風機出口壓力呈正壓狀態(tài)，一般在+1 kPa～+1．5 kPa之間。這種狀態(tài)的區(qū)別導致主引風機進出口的介質密度不同，對風機壓力有比較明顯的影響。一般設計選型采取風機進出口的平均密度進行計算[3]。從脫硝后脫硫工藝布置可以得知進入SCR脫硝反應器的煙氣成分與先脫硫后脫硝的煙氣成分有很大區(qū)別，主要區(qū)別在于煙塵濃度和SO2含量，這對于后續(xù)熱引風機和配風風機的設計選型、運行穩(wěn)定性和可靠性均會產生很大的影響。

2 煙氣成分和特性

2.1 先脫硫、后脫硝的工藝布置

脫硫出口、GGH低溫端入口的煙氣參數見表1（取自某特鋼公司脫硫、除塵后的煙氣數據）。

表1 脫硫、除塵后的燒結煙氣參數

根據某裝備材料有限公司燒結機先脫硫后脫硝的運行情況，GGH入口段的煙氣數據如下：

煙氣溫度：約85℃

SO2含量：≤20 mg/Nm3

NOX含量：≤400 mg/Nm3

煙氣粉塵含量：≤5 mg/Nm3

即：脫硫、除塵后的煙氣符合國家超低排放標準的要求。

先脫硝、后脫硫工藝布置：GGH低溫端的入口煙氣則為除塵后的煙氣，煙氣成分如表2[4]。

表2 先脫硝后脫硫工藝GGH低溫端入口煙氣參數

由表2可見，先脫硝后脫硫比先脫硫后脫硝進入脫硝系統(tǒng)的煙氣SO2的含量高出7～10倍，煙塵含量更是高出9倍以上，最高可達約50倍。其含塵濃度與燒結原料的特性和工藝過程有關，特別是在燒細磨精礦（富礦粉）時，經過主抽風機抽出的煙氣中含有很多粉塵，增設輔底料后，含塵量雖然降低，但仍然達到500 mg/Nm3～3 000 mg/Nm3。通過對機頭煙塵進行化學分析，氧化鐵和氧化鈣的含量分別到達49．69%和10．88%，在生產高堿性燒結礦時，粉塵中的氧化鈣含量增高，黏度增大，這將對下游的脫硝裝置（包括催化劑、熱引風機和配風風機）均會產生很大的影響。同時不能忽視的是燒結機頭煙氣中的水分，混合料經點火后，隨著燒結帶的下移，混合料中的水分迅速蒸發(fā)，據此按體積計算，煙氣中的水分含量在10%左右或以下，但如果濕度過大，或煙氣溫度在酸露點以下，或在停機檢修時由于管道中有殘留煙氣成分，則會生成具有腐蝕性的弱硫酸，對管道和設備產生酸腐蝕。這些都是在先脫硝后脫硫工藝中必須考慮的重要因素。

3 脫硝系統(tǒng)風機布置、運行故障及具體對策分析

3.1 熱引風機

熱引風機（一般配置兩臺，一用一備）的作用是用于抽取加熱爐后的混合煙氣，熱引風機的入口溫度約為280℃，送入氨/空氣混合器，將氨氣濃度稀釋到體積含量在5%以下，然后通過噴射裝置進入脫硝塔。典型流程見圖3。從工藝要求可知，該系統(tǒng)要求稀釋風量，一旦稀釋風量波動大，會導致噴氨量的急劇變化，從而影響氨氣濃度，對脫硝效率產生影響。因此熱引風機不能選用Q-P曲線較平坦的風機，應采用Q-P曲線較為陡峭的后向葉片風機。在系統(tǒng)阻力有波動時，系統(tǒng)風量變化幅度很小。

圖3 熱引風機典型布置流程圖

針對先脫硫后脫硝工藝，抽取的一般是加熱爐熱煙氣與濕法脫硫+濕電除塵后的凈煙氣混合后的燒結煙氣，其煙塵含量≤60 mg/Nm3，控制在常規(guī)通風機要求的150 mg/Nm3以下；二氧化硫的含量≤35 mg/Nm3，此時該風機的耐磨設計基本可以參照常規(guī)風機的設計思路，著重考慮耐腐蝕和耐溫、軸承散熱等方面。從運行經濟性和制造成本方面綜合考慮，一般選擇兩極電機聯(lián)軸器直聯(lián)拖動后向葉片風機。從耐腐蝕角度考慮，主要針對布置在濕法脫硫后面的熱引風機著重考慮風機材料的防腐蝕性能。雖然熱引風機抽取的是混合后的高溫燒結煙氣，其溫度遠超過煙氣的露點溫度，但由于濕法脫硫后的煙氣中含有硫酸鹽和氯化物[5]，主要是硫酸鎂（脫硫系統(tǒng)的副產物）和氯化鎂（工業(yè)水帶入的少量氯生成的物質）。硫酸鎂屬于中性鹽，不具有脫水性和強酸性，其固態(tài)對金屬沒有腐蝕性，但其溶液對金屬的原電池腐蝕起到電子傳輸和間接腐蝕金屬的作用。同樣，氯化鎂的水溶液呈現弱酸性，對金屬有一定的腐蝕性。

基于上述分析，如果熱引風機始終處于熱態(tài)運行，煙氣中的水分以氣態(tài)存在，介質對風機的腐蝕破壞很微弱。由于該風機為一用一備，備機長期停機時，溫度較低，盡管風機進出口均設置有電動切斷閥，但管道中的殘留成分長期積留，會呈現腐蝕性。風機靜止件（包括機殼、進風口、后蓋板等）采用錳鋼板焊接制成，并在內外表面進行拋丸處理后涂塑粉耐弱酸的腐蝕，不易出現嚴重的腐蝕剝落現象。對于旋轉件葉輪組，從耐溫角度考慮，熱引風機入口溫度長期穩(wěn)定在260℃～280℃，在該溫度范圍內，低強度合金鋼的屈服強度有一定程度的下降[6]，見圖4。在選擇葉輪材料時必須充分考慮，以防止溫度沖擊造成葉輪變形量超過允許值，一般選用δs/δb=0．65～0．75 的低合金高強度鋼[7]。并在葉輪表面噴Ni-P合金粉末，或采用溶劑型自固化環(huán)氧富鋅底漆，厚度不小于75μm，既可耐溫350℃，又可防止在長期停機時弱酸對葉輪產生腐蝕。某特鋼公司熱引風機，由于材料選用不當，產生變形，造成風機振動超標停機，見圖5。在葉輪設計中不能忽視高強度鋼的應用，避免為了“形態(tài)強化”與“熱弱化”而過多補焊加強件，引起葉輪質量和轉動慣量及葉輪內部流動阻力增加，造成風機能耗增加的后果[8]。

圖4 低碳鋼高溫下短期靜載荷拉伸實驗曲線

圖5 熱引風機葉輪變形實物圖

針對先脫硝后脫硫工藝，熱引風機抽取的煙氣中有抽取脫硝反應器后的出口煙氣，該處煙氣的溫度略低于加熱爐出口處混合煙氣的溫度，由于催化還原反應后的產物成分比較復雜，對風機轉子的影響不可忽視。從某鑄業(yè)公司的項目中可得到驗證。還原反應后煙氣中的水分加大，粉塵具有粘性，容易積垢，造成風機劇烈震動，由此可知，這種抽取煙氣的路由是不合適的，見圖6和圖7。因此該工藝目前普遍抽取的是加熱爐熱煙氣與機頭除塵經由主抽風機送來的燒結原煙氣混合后的燒結煙氣，見圖8，該處的煙塵含量最大可達到3 000mg/Nm3，遠超過常規(guī)通風機要求小于150 mg/Nm3。SO2的含量最高達到500 mg/Nm3，此時該風機的設計不僅要考慮耐溫和軸承散熱問題，更需要著重考慮葉輪的耐磨損、防結垢和耐腐蝕，與常規(guī)風機的設計思路相比有較大的不同之處。此煙氣容易在葉片表面發(fā)生化學反應或電化學反應形成一層松脆的腐蝕化合物，葉輪旋轉過程中不均勻剝落，將造成葉輪嚴重失衡。

圖6 熱引風機抽取來自于脫硝反應器后的煙氣

圖7 熱引風機葉輪運行情況（抽取來自于脫硝反應器后的煙氣）

圖8 熱引風機抽取來自于加熱爐后的混合煙氣

從耐磨損方面考慮，可參照主抽風機葉輪設計思路，葉輪基材采用低合金結構鋼，屈服強度不低于390 MPa，并在葉輪的迎風工作面上襯復合耐磨板或在基材上堆焊耐磨層，表面硬度達到58HRC甚至62HRC以上，在耐磨的同時也具有一定的防腐作用。在成本可控范圍可在葉輪基材表面采用熱噴涂高含量陶瓷粉末的耐磨材料，達到保護易磨損表面和防腐蝕的雙重作用。常用的耐磨防腐涂層的附著力、抗腐蝕性能對比見圖9。

圖9 幾種耐磨防腐涂層附著力和抗腐蝕性能對比圖

從防結垢方面考慮，葉輪應采用后向直板式葉片與平直前盤、平后盤組合焊接的型式，進口安裝角27．5°，出口安裝角為71．5°，葉片進口處的切向分速度遠大于徑向分速度，可增厚葉片附近層流的邊界層厚度，改變氣固兩相流中作用在固體粒子上的力乃至改變粒子的運動和軌跡，減小粒子對葉片前緣的沖角，在改善葉片磨損情況同時，避免了介質中的塵粒在葉片非工作面上的粘附。

從防腐蝕方面考慮，如果熱引風機在運行過程中，介質中的二氧化硫（SO2）呈氣態(tài)，則對風機葉輪基本不會產生腐蝕作用。由于該風機配置方式為一用一備，備用風機在長期停機狀態(tài)下，葉輪會產生較嚴重的腐蝕情況，并有粉塵附著，導致備用風機投入運行時振動劇烈。主要原因為：備用風機入口關斷閥密封不嚴，有煙氣介質進入；備用風機內部有殘留煙氣成分滯留；風機軸封、進出口法蘭和軟連接破損處會有水氣進入風機；機殼保溫達不到要求。最終造成水氣冷凝后與二氧化硫生成弱硫酸對材料產生腐蝕。針對此情況，考慮采用奧氏體不銹鋼制作葉輪，但由于奧氏體不銹鋼材料屈服強度偏低，無法滿足葉輪對強度的要求?？紤]采用2205雙向不銹鋼材料，但該材料長期的工作溫度建議在250℃以下，如果在250℃及以上長期運行，會出現α相析出而產生脆化的現象，引起韌性和抗腐蝕性能降低。

綜上分析，針對先脫硝后脫硫工藝的熱引風機葉輪材料采用低合金結構鋼熱噴涂高含量陶瓷粉末耐磨材料的方案，綜合性能最佳。同時兩臺風機應定期切換運行，并在機殼外做好保溫，注意避免風機進出口軟連接和風機進出口法蘭處出現漏氣現象，使風機的腐蝕情況得到抑制。

3.2 配風風機

配風風機的典型工作流程見圖10。配風風機的作用是將燒結機原煙氣引出，送至加熱爐爐膛，使加熱爐出口煙溫達≤600℃（正常運行時煙溫低于550℃），保證燒結原煙氣或脫硫后的煙氣與之混合后煙溫控制在脫硝反應的最佳溫度區(qū)間260℃～320℃。配風風機入口風量調節(jié)閥門的開度根據加熱爐出口煙溫控制。

圖10 配風風機典型工作流程圖

針對先脫硫后脫硝工藝，配風風機入口引入的煙氣為脫硫后的燒結煙氣，其溫度在85℃～100℃左右；針對先脫硝后脫硫工藝，配風風機入口引入的煙氣則為燒結主抽風機出來的燒結原煙氣，煙氣溫度在130℃～160℃左右。由此可見，無論是先脫硫后脫硝還是先脫硝后脫硫工藝，配風風機入口的煙氣與熱引風機唯一不同之處為煙氣溫度，其煙氣成分基本一致。由于煙氣溫度相對較低，風機軸承散熱采用風冷即可。

針對先脫硫后脫硝工藝，配風風機設計可以按照常規(guī)風機設計，僅在與煙氣接觸的流道方面考慮防低溫腐蝕的措施，機殼內外表面涂塑粉，葉輪底漆采用防腐漆，采取聯(lián)軸器傳動方式，4極電機傳動。

針對先脫硝后脫硫工藝，配風風機的設計應參照主抽風機的設計思路進行。著重于葉輪的耐磨措施，此設計與熱引風機的耐磨基本一致。同時，風機傳動可采取皮帶傳動方式，風機轉速設計在1 000 rpm左右。根據經驗公式，葉片的磨損壽命與葉輪轉速的三次方成反比，與采用4極電機聯(lián)軸器傳動的方式相比，在同樣含塵濃度和設計材料的前提下，磨損壽命可延長兩倍左右。葉輪和機殼同樣需考慮低溫腐蝕，尤其在備機長期停機狀態(tài)下，情況更加嚴重，見圖11。當該風機投入運行時，風機負荷側軸承和電機負荷側軸承的振動都較大，振動頻譜上一倍轉頻分量出現尖峰，見圖12和圖13，由此可判斷該風機葉輪存在較嚴重的不平衡[9]。由于原設計存在先天性缺陷，即使進行現場動平衡試驗能夠維持一段時間的運行，但耐磨和耐腐蝕問題未從根本上解決。因此，要求風機廠重新制作一只新葉輪，滿足磨損和腐蝕要求。

圖11 配風風機葉輪長期待機狀態(tài)下的銹蝕情況

優(yōu)化設計后的配風風機要求采用皮帶輪傳動，速度可適當降低，其部件分解圖見圖14。

圖12 配風風機葉輪側風機軸承水平振動速度的時域波形和頻譜

圖13 配風風機電機負荷側軸承水平振動速度的時域波形和頻譜

圖14 配風風機部件分解圖

3.3 主引風機（增壓風機）

先脫硫后脫硝工藝和先脫硝后脫硫工藝，主引風機的作用是用于克服脫硫和脫硝系統(tǒng)所有管網和裝置的阻力，將凈化后的煙氣送入煙囪達標排放。但是，主引風機在兩種工藝中的設備布置位置是有區(qū)別的。

在先脫硫后脫硝工藝中，主引風機一般布置于系統(tǒng)的末端，風機通過出口管道即與煙囪連接，風機入口端的負壓為脫硫和脫硝系統(tǒng)的所有阻力之和，風機出口端由于煙囪的抬升力，一般呈現微負壓狀態(tài)。在風機設計選型時必須充分考慮入口負壓對煙氣密度的影響，不能僅考慮煙氣溫度來計算煙氣密度，否則由此會導致風機選型偏小，在實際運行時出力不夠。在校核風機性能時，必須計算風機進出口煙氣介質的平均密度，以保證風機性能有足夠的富余量，有足夠的能力應對系統(tǒng)附加阻力對風機性能的影響。在工廠設計中，無論是先脫硫后脫硝工藝還是先脫硝后脫硫工藝，都應給出混合氣體的介質密度，或給出混合氣體中各組分的容積百分比、風機進口絕對壓力和介質溫度，據此可計算出風機在工作狀態(tài)下的介質密度或標準狀態(tài)下的介質密度，以保證風機選型設計的準確性。而在很多的工廠設計案例中，往往忽略了這一點，導致選型設計出現較大的偏差。

在先脫硝后脫硫工藝中，主引風機一般布置于脫硝系統(tǒng)和脫硫系統(tǒng)的中間段，功能類似于增壓風機。風機入口與脫硝反應器的出口管道連接，風機出口與脫硫塔的入口管道連接。風機入口端的負壓為脫硝系統(tǒng)的阻力，一般在-4 kPa～-4．5 kPa；風機出口端的正壓為脫硫系統(tǒng)的阻力，一般在+1 kPa～+1．5 kPa。設計選型要點與上述先脫硫后脫硝工藝是一致的。

需要注意的是，很多設計單位在給定風機設計參數時，僅給出風機風壓的數值，不但忽略了風機入口壓力值，更忽略了該壓力值是全壓還是靜壓，有些供應廠商直接按照全壓設計選型，而實際設計單位提供的壓力數值是僅在計算了系統(tǒng)中所有管道和裝置的阻力后，按設計規(guī)范留10%～15%的余量得出，是在靜壓的基礎上留了一定的富余量。而對于此類中壓離心通風機，出口動壓值一般占全壓值的6%～10%左右，可以計算出風機的全壓值為靜壓值的 1．08～1．12 倍。由此，設備廠家按照設計院提供的壓力數值作為全壓來設計選型時，風機壓力的余量是不多的。風機數據庫中的性能是按照標準管道在試驗裝置中得出，而現場實際的管道安裝往往是達不到標準管道的布置要求，由此將會產生額外的附加阻力，對風機出力產生影響[7]。

因此，在設計階段要求設計院給出的壓力應該采用靜壓值，針對同一個設計參數，會得出多個模型的設計選型方案，每個模型的進出口尺寸存在區(qū)別，其動壓值將不同，導致每個方案的全壓值不同。如果采用全壓值選型，則每個方案得出的靜壓值不同。此外，要求設計院應將風機進出口管道系統(tǒng)圖（包括管道尺寸、接口尺寸、彎管尺寸等）提供給風機設計選型單位，進行風機性能的校核，充分考慮風機并入管網后現場管網對風機性能的影響程度，按照文獻[10]中提供的系統(tǒng)附加阻力曲線計算給定布置的系統(tǒng)附加阻力，以明確在設計流量下（對應流速，系統(tǒng)阻力與流速相關）對應的實際系統(tǒng)阻力，由此可設計出有足夠輸送能力的系統(tǒng)所需要的流量的風機。

實際案例分析：在某鑄業(yè)公司先脫硝后脫硫的工程項目中，主引風機布置于脫硝系統(tǒng)出口和脫硫系統(tǒng)入口之間，工廠院給出的風機設計參數如下：

最大點：風量Q=87萬m3/h，風壓P=5 500Pa，密度ρ=0．856 kg/m3，介質溫度t=110℃～130℃。

常用點：風量Q=80萬m3/h，風壓P=6 000Pa，密度ρ=0．9 kg/m3，介質溫度t=110℃～130℃。

數據中沒有給出風機進口負壓值，直接給出了介質密度。風壓也未說明是全壓還是靜壓值。風機廠家即按照上述數據給出了選型方案：4-2×73№25F 980 r/min，雙吸雙支撐，聯(lián)軸器直聯(lián)傳動方案。從風機性能曲線圖15看，可以滿足上述性能要求。

實際運行情況：當風機全速運行時，系統(tǒng)阻力約4 900 Pa（進口-3 400 Pa，出口+1 500 Pa），實際風量最大約70萬m3/h，此時風機全壓值約5 488 Pa，風機進口介質溫度135℃。按照此進氣參數，風機介質密度為0．821 kg/m3。換算到原設計參數密度ρ=0．9 kg/m3，風機全壓值為 6 016 Pa。由于130 m2燒結機機頭出口的最大燒結風量為130×100×60=78萬m3/h，因此普遍認為該風機的出力還是不足的。產生爭議：承包方認為是制造廠的風機設備制造有問題，造成性能不足；而風機制造廠則認為設備性能本身沒有問題，是系統(tǒng)管網彎頭太多或管網布置不佳、流場不順導致風機性能下降。經分析，發(fā)現工廠院給定的設計參數存在問題：最大工況點的風壓為5 500 Pa，低于常用工況點的風壓6 000 Pa，在系統(tǒng)風量大的前提下，管道流速大，相應的系統(tǒng)阻力大。通過工廠院核對，其確定的設計參數是根據風機性能曲線的趨勢定的，流量大、風壓小。而工廠院提供的設計參數是風機設備在克服系統(tǒng)阻力的前提下能夠輸送的系統(tǒng)風量。

同時按照進口負壓-4 000 Pa、進氣溫度130℃計算，當地大氣壓101 300 Pa，介質密度應該為0．826 kg/m3，工廠院應該提供的設計數據為：

最大點：風量Q=87萬m3/h，靜壓Ps=6 000 Pa，入口負壓Pin=-4 500 Pa，密度ρ=0．822 kg/m3，介質溫度t=110℃～130℃。

常用點：風量Q=80萬m3/h，靜壓Ps=5 500 Pa，入口負壓 Pin=-4 000 Pa，密度ρ=0．826 kg/m3，介質溫度t=110℃～130℃。

按此參數選型，風壓數據按靜壓，風機應該采用：4-2×73№26F 980 r/min。校核所選定的風機性能能否滿足工廠院給定的最大點的設計參數。在風機閥門全開、額定轉速下的風機性能如表3。

圖15 主引風機性能曲線圖

表3 新風機性能參數表

由表3可見，上述第三點基本對應工廠院所給定的最大設計參數，在風機靜壓6 000 Pa時，風機全壓為6 469 Pa。如果進一步考慮系統(tǒng)附加阻力的影響，還需進一步核對工廠院的進出口布置圖，風機靜壓還會有所提升[11]。由此，原來配套的6P/1800 kW/10 kV的電機容量不足，必須進行更換才能夠滿足主引風機性能提升的要求。由于主引風機屬于雙吸雙支撐大跨距離心通風機，安全和高效是主引風機設計、制造和安裝過程中需著重考量的因素。設計過程中，對風機氣動性能與選型參數的確定、轉子與定子之間的相互制約與匹配關系應進行重點關注，做到結構設計可靠性與流場設計高效化的有機結合；制造過程中，制定切實可行的嚴格的工藝路線，滿足設計要求；安裝過程中，應盡量避免施工過程中設計變更給系統(tǒng)帶來的不良影響[12]。

4 結論

以上分析是針對鋼鐵燒結煙氣凈化處理過程中工藝風機存在問題的分析，類似問題具有一定的代表性，對從事風機工藝系統(tǒng)設計、風機設計制造和風機應用的相關人員可以從中得到啟發(fā)，風機雖然歸類于通用設備，但在特定的工藝系統(tǒng)中是專用設備，對工藝系統(tǒng)的邊界條件和特殊性必須梳理清晰，才能保證設計、制造的風機產品與工藝系統(tǒng)的要求相匹配，確保風機長期穩(wěn)定、可靠、高效運行。