甘肃瑞驰电炉节能技术改造项目建议书Word格式.docx
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1.4建设年限
2010年至2013年
1.5概算投资
项目总投资5245万元
1.6效益分析
项目完成后预计每年节约用电3243万kWh,年可降低成本1656万元，年创社会效18870吨标煤。
2项目建设的必要性和条件
2.1建设的必要性分析
在企业发展与资源、能源和环境产生尖锐矛盾的关键时刻，甘肃锐驰皋兰铁合金有限公司响应国家建设节约型社会和企业的号召，遵循开发与节约并举，把节约放在首位的原则。
充分考虑资源、能源供给状况和自身特点，以技术节能改造为突破口，积极采用新技术、新工艺、新设备，开展技术创新、节能降耗、挖潜增效和资源综合利用。
甘肃锐驰皋兰铁合金有限公司有2台矮烟罩半封闭矿热炉（两台12500KVA矿热炉），2008年公司综合能源消耗量为37457.66吨标准煤，其中：
硅铁冶炼耗能35239.57吨标准煤，占能耗总量的94％，年耗电15895.96万千瓦时，占总能耗量的58%。
公司产品单位能耗指标高，成本高，主要是由于工艺结构不合理、部分设备落后造成的。
如矿热炉用变压器低压端因没有进行无功补偿，自然功率因数仍然较低为0.82，变压器无功功率损耗较高。
供用电的各个环节电能损失约占整个电炉能耗的10%左右。
如电能通过高压母线→开关站→电炉变压器→硬铜排→软母线→导电铜管→铜瓦→电极等在各个部位和接触面上都会产生电能损失，因此，供电损失大是造成公司能耗水平高的主要原因之一。
甘肃锐驰皋兰铁合金有限公司进行电炉节能技术改造工程，是符合国家能源建设政策，也是顺应时代发展要求的。
2.2建设条件分析
2.2.1地质地貌
甘肃锐驰皋兰铁合金有限公司地处甘肃省兰州市皋兰县县城西北约25公里的西岔镇西岔村。
位于龚巴川、羌风沟（川）、彭家墩川和西岔至罗圈沟（川）交汇的川口处。
南北宽约2公里的龚巴川河谷二级阶地，海拔1911米。
西隔丘陵相望西岔村，东西2公里内无住户，南邻望山，北隔200余米农田为皋营公路和变电站。
地理构造属昆仑-秦岭地槽褶皱系，为祁连贺兰山字型构造体系。
厂区地质地貌较好，自然条件优越，交通方便，水电供应便利，具有良好的发展环境。
2.2.2气象条件
皋兰县属大陆性干旱气侯，冬、夏季多风，气温低，干旱少雨，日照时间长，风沙多，温差大，冬季寒冷，夏季凉爽。
年均降雨量：
263.4mm，年均蒸发量：
1785mm，年均气温7.0℃，极端最低温度：
-25℃，最高气温38.9℃。
年均湿度：
54%，主导风向：
北风，最大风速24米/秒，最大冻结深度119cm，地震基本裂度7度。
2.2.3交通运输
2.2.3.1铁路
甘肃锐驰皋兰铁合金有限公司距离包兰铁路皋兰县站西北约24公里，产品经公路运输至该站发运，铁路运输便利。
2.2.3.2公路
厂区与皋营公路相邻，东经皋兰县与白兰公路相通。
经皋兰县城至兰州距离67公里，交通运输便利快捷。
3电炉节能技术改造工程方案
3.12×
该项目预计总投资1910万元，项目完成后每年节约用电3112.4万kWh，年创经济效益1089万元，年创社会效益10893吨标煤。
3.1.1电炉二次短网进行节能改造
矿热电炉生产硅铁，要获得良好的生产技术经济指标,电气及电炉设计参数是关键的,而电炉短网的设计与生产技术经济指标及设备投资更有着密切关系。
电炉短网的特点是电流大,组合母线外形轮廓复杂,工作环境恶劣,不能按通常电气装置载流导体进行选择。
虽然电炉短网长度不大,但其电阻,尤其是电抗对电炉装置工作有很大影响,在很大程度上决定了电炉装置的效率,功率因数及电炉是否能进行稳定生产。
因此优化短网阻抗就是在保证物理尺寸最短前提下，寻求短网阻抗最小的平衡。
短网的合理结构及布置，对降低功率损耗，提高熔池功率，提高炉子的有效相电压，提高功率因数，提高电效率，降低电能损耗，有极大的意义。
为降低短网电损，就要降低短网电阻，短网有效电阻与很多因素有关。
短网有效电阻公式:
R=[ρL/s（1+αΤ）]K1K2
R—导体的殴姆电阻；
ρ—为导体比电阻；
α--为电阻温度系数；
Τ—为导体温度；
K1—表面效应系数；
KK2—邻近效应系数；
L—为导体长度。
现分别讨论这几个因素。
比电阻（ρ）取决于导体材料，可查表采用比电阻最小的紫铜（0.0169Ωmm2/m）作导电管。
导体温度（Τ）越高，电阻越大，故要千方百计降低导体温度，因负荷不同，所处环境不同，短网各段温度不同：
距炉口较近的软线和导电铜板，因受炉口辐射热的影响，温度较高，结果导致电能损失增加，而且导体氧化，电阻更大。
为降低导体温度，使用隔热板挡住导体铜板，用石棉板挡住软线，采用水冷导电铜管。
表面效应系数（K1）它是导体磁通所引起的电流趋近表面的现象，会使导体断面负荷不均匀。
断面周长与断面比例愈大，表面效应愈小，故多采用空心铜管作成导电体，以降低表面效应。
邻近效应系数（K2）它是由相邻电磁场变换而引起的现象，结果使导体断面上电流密度不均匀，使电流集中于某一侧，导致电阻增加，进而能耗增加。
其值与导体之间的间隙、导体高度和电流频率成正比，与导体厚度成正比。
导体长度（L）应尽量将炉子布置得距变压器近些，即短网短些。
通过降低导体的长度和降低其自感亦能有效降低短网电抗。
考虑实际生产的复杂性，降低短网电阻的有效途径是：
增加短网的截面积，缩短短网长度。
3.1.1.1原电炉短网布置情况
由于变压器体积大,考虑散热条件,原短网设计较长,使短网电阻增大,且在设计短网部分时,忽视电流以变压器载运行条件,使铜管面积偏小,引起铜管发热,由于导体的电阻与导体的温度成正比,温度越高,电阻越大。
另外，短网部分连接件较多,当短网流过强大电流时,产生较大的交变磁场,引起涡流,使连件铜管发热传热,接触面氧化,使导体电阻增大。
原电炉短网布置情况：
变压器离电炉距离远造成短网过长；
连接采用内三角方式，短网上的电流为二次侧线电流；
每相采用∮50×
10的铜管12根，三相短网铜管总长度约416米,其截面积为：
[（50/2）2-[（50-20）/2]2]×
3.14=1256（mm2）
由电工手册查出：
紫铜的电阻率为0.0169Ωmm2/m，三相短网铜管总电阻:
R1=0.0169Ωmm2/m×
416m/1256mm2=0.0056Ω。
一台12500kVA电炉（二次运行电压按145V计）短网年损耗计算：
每相的电流为12500kVA÷
145V÷
=49700A
每根铜管上的平均载流量约为：
49700÷
12=4142（A）
三相短网的有功损耗:
△P1=I2R=41422×
0.0056=96（kW）
改造前12500kVA电炉短网年损耗：
96kW×
24小时/天×
330天/年=76（万kWh）
因此，改造前二台电炉短网年损耗：
76万kWh×
2＝152万kWh。
3.1.1.2改造后电炉短网布置情况
将变压器靠近电炉安装、缩短软母线，使短网长度尽可能缩短，同时加大短网和软母线的截面。
改变短网的连接方式，使其通过电极形成外三角连接，短网电流为二次侧相电流，以此降低电炉短网无功损耗。
改造后电炉短网布置情况：
每相采用∮60×
10的铜管16根，三相短网铜管总长度约320m，每根铜管截面积为：
[[60/2）2-[（60-20）/2]2]×
3.14=1570（mm2）
R2=0.0169Ωmm2/m×
320m/1570mm2=0.00344Ω。
一台12500kVA电炉（二次经常运行电压按145V计）短网年损耗计算：
3=28700（A）
28700÷
8=3587（A）
三相短网的损耗:
△P2=I2R2=35872×
0.00344=44（kW）
改造后12500kVA电炉短网年损耗：
44kW×
330天/年=34万kWh
因此，改造后二台电炉短网年损耗：
34万kWh×
2＝68万kWh。
3.1.1.3改造二台电炉短网年节电量：
152万kWh-68万kWh=84万kWh
3.1.2改进电炉炉变二次出线方式，提高电炉自然功率因数
3.1.2.1变压器二次侧采用外三角接线
改造前变压器二次侧采用内三角接线，即：
变压器二次侧在变压器内部已经连接成三角形，然后三相分别经短网连接到电极上，短网上的电流为变压器二次侧线电流，这样短网上的损耗大，输入炉内的有功功率降低。
变压器二次侧内三角接线图如下：
改造后变压器二次侧采用外三角接线，即：
变压器二次侧在变压器外部经电极连接成三角形，短网上的电流为变压器二次侧相电流，这样可减少短网上的损耗，提高电炉的有功功率。
变压器二次侧外三角接线图如下：
3.1.2.2变压器二次出线采用换位布置法，达到良好的补偿效果，能减少回路中的电感，提高电炉的自然功率因数。
变压器二次出线换位布置图如下：
3.1.2.3合理布置短网，提高电炉的自然功率因数
电炉短网和变压器二次侧出线一样采用换位布置法，使铜管上下左右形成电容，达到较好的补偿效果。
短网上的感抗可分为两部分，一是在变压器到分相为止，这部分由于采用不同极性导体交错排列，互感系数值较大，电感很小，虽距离较大，其电抗值并不大，约占总电抗的30-40%。
二是分相后的单相部分，这部分导体上的电流虽然都是同一方向的电流，但约占整个炉子总电抗的50-60%，所以尽量减小软母线的长度、降低分相后单相部分导体的感抗,达到提高电炉自然功率因数的目的。
通过以上几方面提升改造后，电炉自然功率因数由原来的0.82提高到0.90以上。
3.1.2.4节电量计算
12500kVA电炉正常生产单位电耗为8936kWh/t（考虑实际生产中线损、动力电、烧穿器、烘炉等用电，综合电耗按9200kWh/t计算）。
电炉综合运行系数取0.95,运行天数按330天计算。
改造前年可耗有功电量
=变压器台容量×
cosΦ×
运行系数×
年运行时间
=12500kVA×
0.82×
0.95×
330天/年
=77123600kWh。
设备提升改造后，cosΦ提高到0.9，则
改造后年可耗有功电量
0.90×
=84645000kWh
则一台12500kVA电炉对短网设备提升改造后，每年节电量：
84645000kWh-77123600kWh≈752.6万kWh
因为变压器的容量是不变的，节约的电量实际就是将短网的无功转化为有功，硅铁产品的综合电耗仍按9200kWh/t计算，则短网改造后增加产量为：
752.6万kWh÷
9200kWh/t=818t
二台电炉改进炉变二次出线方式提升改造后年节电量为：
752.6×
2＝1505.2（万kWh）。
改造后的短网见附图一。
3.1.3电炉采用隔磁材料和新型炉衬，降低磁场损耗，减少电能损失
3.1.3.1短网周围的夹件、吊挂、料管烟罩等部位采用隔磁不锈钢材料制作，减少短网周围的磁场损耗。
12500kVA电炉正常运行时,二次电压在110V～175V之间，常用二次电压为145V,正常运行时二次电流在48000A左右。
在电流经过的短网和电极周围分布着很强的磁场，原电炉磁场周围的设备多为普通的碳钢制作，而普通碳钢在磁场中可感应出较大的涡流，产生热量，既对设备运行不利又消耗了大量的能量。
我们此次改造主要是将大电流导体附近的铆焊件全部采用不锈钢隔磁材料（成分1Cr18Ni9Ti），降低因电流感应产生的磁滞损耗和涡流损耗，实现节能。
A、B、C三相电极下把持器和铜瓦保护套采用隔磁不锈钢制作，由于电流集肤效应的影响，单相电极周围的磁场最强，感应的涡流损耗最严重，大量的磁场能量产生的热量被循环冷却水带走，改用隔磁不锈钢后，冶炼单耗大大降低。
其中电极夹持环内径为1100mm，外径1500mm，高500mm，电极中通过48000A的电流，则一个环中的感应电能损失理论计算值为为24KW，磁滞损失为2.2KW，三个环总损失为78KW，这是相当可观的。
同时由于烟罩部分也采用不锈钢等隔磁材料，这部分的损耗也相应降低。
改造材料明细见表3-1。
12.5MVA改造材料明细表表3-1
序号
名称
单位
数量
重量（kg）
备注
单重
总重
1
导向滑轮
套
360
360
2
料管
件
5
568
2839.2
3
加料溜槽
322
967.2
4
旋转接头
135
405.6
炉壳
34450
34450
6
烟罩
18653
18653
7
烟道
11719
23438
8
烟道阀
2150
4300
9
密封套
335
1005
10
压力环
853
2558.4
11
保护套
1970
5910
12
把持筒
3611
10833
13
上抱闸座
437
1310.4
14
下抱闸座
634
1903.2
15
压放限位
35
318.24
16
支承螺杆
根
48
2
99.84
17
固定板
块
96
1
50.4
18
铜瓦压板
24
6
132
19
铜瓦吊挂
17
399.36
20
压力环吊挂
23
274.56
21
保护套吊挂
12
149.76
22
上水分水器
580
580
3.1.3.2采用新型炉衬结构节能
铁合金冶炼过程是一个高温物理化学过程，铁合金炉的炉体构造必须充分满足使用的特殊需要。
铁合金炉的炉体是由一定厚度的锅炉钢板制造的炉壳和炉衬构成。
其炉壳大部分采用圆柱型。
圆柱型炉壳散热面积小，强度大，加工容易，利于节能。
对炉壳要求有足够的强度，能承担炉衬受热后剧烈膨胀而产生的热应力。
炉壳要有一定厚度，本次改造采用20mm的锅炉钢板。
为提高炉壳强度，除沿钢板纵向作成立筋加固外，还制作了三&
个水平加固圈，出铁口流槽也用铸钢制成。
炉衬是炉体更为重要的部分，因为在使用过程中要承受高温，虽然有些炉料与炉壳等与高温电弧相隔，但炉衬仍要承受1400～1800℃的高温，炉衬还要承受炉料、高温炉气和熔融铁水的机械冲刷，受炉渣的物理化学侵蚀，因而易被熔化、软化、熔蚀甚至崩裂。
炉衬的损坏会直接影响到冶炼过程的正常进行。
另外绝热性能不好，也会使炉壳散热增加，电能消耗增高。
所以炉衬要用特殊的建筑材料、耐火材料和绝缘材料来砌筑。
对这些材料要求是：
有较高的耐火度，能耐高温；
在高温低温下都有足够的强度；
能承受温度激变不致损坏，即具有很高的耐激冷激热性；
有足够的耐化学侵蚀性；
热容量大，导热系数小，也就是绝热性能好；
体积膨胀系数小；
有一定的绝缘性。
本次改造以新型碳质材料为主，改造后的电炉炉衬见附图二。
炉衬材料明细见表3-２。
筑炉材料明细表3-2
名 称
规格型号
数量（块）
单重（KG）
总重（T）
水玻璃
1.5
石墨粉
粘土砖
T－3
600
3.5
2.1
高铝耐火泥
GB2994－82
细缝糊
0.5
（低温）粗缝糊
25
高炉高铝砖
G－7
1000
4.8
G－4
1800
8.4
15.12
G－2
1450
9.2
13.34
G－3
3500
6.1
21.35
G－1
6.3
11.34
拱砖
40
0.32
出铁口外立炭砖
0.86
流槽炭砖
0.52
出铁口内立炭砖
0.8
环形炭砖（高1.4米）
50
16.69
电极底部炭砖（最上层）
一层
电极底部炭砖（下二层）
二层
38
高炉高铝砖（环墙）
2200
13.42
1200
7.56
高炉高铝砖（炉底）
11000
69.3
高铝轻质砖（炉底）
3100
1.36
4.22
23
高铝轻质砖（环墙）
4000
5.44
硅酸铝耐火纤维毡
10--15mm
100平方米
0.36
石棉板
10㎜
150平方米
9.6
1.44
通过以上不锈钢材料和炉衬保温材料的应用，产品单位冶炼电耗有了较为明显的下降，根据实际测算，改造后硅铁产品单位电耗平均下降约300kWh/t。
12500kVA电炉年产硅铁9711吨，那么一台12500kVA电炉采用不锈钢隔磁材料、新型炉衬改造后年节电量:
9711t×
300kWh/t=291.3万kWh
二台12500kVA电炉年节约电量:
291.3×
2=582.6万kWh
3.1.4电炉进行低压补偿，提高有功功率
3.1.4.1低压侧并联电容器补偿的意义
采用低压补偿能进一步提高电炉的功率因数和设备的利用率。
能将功率因数由0.9提高到0.95左右,增加电炉的入炉功率。
本次改造采用分区段分别补偿。
它吸纳了以往补偿方式的优点，使无功补偿投资费用相对降低，又能取得理想的补偿效果。
原理如下图：
在电炉变压器二次侧并联电容器组进行无功功率的补偿，从理论上讲补偿点越是靠近负荷侧则补偿的效果越佳，有利于提高功率因数，增加电能利用率，提高了经济效益。
同时降低了谐波污染，改善了系统电气参数，提高了电能质量。
3.1.4.2低压电容器无功补偿的特点
（1）采用PLC可编程控制器，通过检测电炉的功率因数来投切电容器组，实行动态补偿。
当电炉的功率因数较低时，投入电容器组较多；
当电炉的功率因数较高时，投入电容器组较少。
（2）采用晶闸管复合开关投切电容器组，为减小投切入时的冲击，同时防止电网会形成较高的谐波成份。
（3）为了在无功补偿的同时消除变压器二次回路的高次谐波和降低电容器的运行温度，要在电容器回路串联适当的电抗器。
（4）对电容器组的过压保护。
由于变压器二次回路直流电阻较小，当电容器组投切时，会产生较高的反电动势，为防止电容器的击穿，在接触器的进口并联压敏电阻。
低压补偿设备明细见表3-3。
2×
12.5MVA矿热炉低压补偿设备明细表3-3
名称
型号规格
备注
电容器
BSMJR–0.22–18.2
只
864
熔断器
RT3–100
真空接触器
CKJ5–400
台
72
晶闸管
KP1500/10
144
电流互感器
LMZ–1500
隔离开关
HD13–400/3
消谐波电抗器
KDG–0.22
数显电流表
84
数显电压表
液晶触摸屏
西门子
可编程序控制器
S7–200
电压信号变换器
个
电流信
升级会员 