低温等离子体技术处理烟草臭气.pdf

烟 气 污 染 治 理 LF 钢包精炼炉烟气参数的理论分析与计算 马世立 中冶赛迪工程技术股份有限公司, 重庆 400013 摘要 用钢包精炼炉 LF 炉气量、炉盖烟气量、炉盖烟气温度等参数结合冶炼工艺及炉盖结构进行理论分析, 总结出 确定以上参数的计算公式, 以此可指导 LF 的工艺设计、炉盖结构设计以及除尘系统的设计与实践。 关键词 LF 烟气 参数 理论分析 计算方法 0 引言 目前国内外对钢包精炼炉 LF 的炉气量、 烟气量 和烟气温度等参数的确定基本上是靠估计和相类似 工程经验值,带有很大的盲目性和不确定性。而且设 计者不可能有全部各种吨位的 LF 炉的设计和工程实 践经验,在工程实践中的成功与失败也未能或没有条 件进行系统的分析和总结。LF 的炉气量、烟气量 、 烟 气温度本应指导炉盖的结构设计, 现炉盖的结构设计 基本上没有考虑与烟气量和烟气温度的关系。其后 果就是除尘系统运行烟气温度与估计温度差别很大, 甚至是成倍的差距, 给除尘系统的正常运行造成很大 影响, 影响除尘系统的除尘效果和投资 。有时 LF 内 条件保证了 ,但环保效果很难保证; 或者保证了环保 效果, 但 LF 内工艺条件不能保证 , 影响精炼处理 效果 。 在此用 LF 炉气量 、 炉盖烟气量、炉盖烟气温度等 参数结合冶炼工艺及炉盖结构进行理论分析 ,总结出 确定以上参数的计算公式。以此指导 LF 工艺设计、 炉盖结构设计以及除尘系统的设计与实践。 1 LF炉气量的确定 LF 冶炼时由炉盖处插入电极进行升温冶炼, 同 时对钢包内的钢水进行搅拌。 底部吹气搅拌和电磁搅拌是 LF 精炼时采用最多 的两种搅拌方法 , 对于电磁搅拌方法 LF 无原始炉 气量 。 吹气搅拌普遍采用钢包底部通过透气砖向钢液 吹氩气 ,吹氩搅拌可以使钢液的成分和温度均匀, 加 速反应物和反应产物的传输, 控制冶金反应 ,同时促 进钢中杂质的聚集和上浮 。 吹入钢包中的氩气 Ar 在钢液中温度迅速升高 并上浮 ,由于出钢液面处与吹入的Ar 标况量相等, LF 原始炉气量就是吹入钢包中的Ar 标况量 , 工况下的 炉气量由下式确定 L1L0273 t 1 273 t0 1 式中 L1 钢液面处的炉气量 ,m 3 h; L0 吹入钢包中的 Ar 气量 ,m 3 h ; t1 钢液面处的烟气温度 , ℃, 可采用钢液 的温度 ; t0 吹入钢包的 Ar 温度, ℃。 实际上吹入钢包的氩气量是非常少的,如150 t钢 包吹Ar 量仅为 24m 3 h。因此 ,LF 在吹气搅拌时产生 的原始炉气量非常小 。 2 LF 能量平衡 2. 1 LF 的能量守恒 吹氩搅拌时钢包内的钢水被Ar 带动上流到钢液 面后向四周流动, 沿钢包壁附近向下流动而形成环 流。此时Ar 将带走一部分热量 ,同时钢液的强烈搅 动,增加了液面的热辐射 ,钢液会加速降温 。因此 LF 必须设置加热装置 ,目前主要采用电弧加热 ,其升温 速率一般为 2～ 4. 6 ℃ min 。 从开始加热的时刻 τ c到加热结束的时刻 τm这 一加热周期内, 能量遵守以下守恒。 ∫ τ c τ m PWdτ Um-Uc∑ n j 1 Qj τ m-τc 3I 2 R τm-τc 2 式中 PW 电网输入钢包炉的有效功率 ,kW ; Um-Uc 加热期始末体系内能的变化 , 包括钢 液、合金 、 渣、炉衬等的温升蓄热,kW; Qj 单位时间内冷却水 、烟气带走的热量 和炉体表面的散热损失等,kW; I 加热期平均工作电流,A; 44 环 境 工 程 2007年 10 月第 25卷第 5 期 R 钢包炉供电回路一相的电阻 , Ψ 。 2. 2 LF 钢液的得热量 LF 钢液的得热量按式 2 计算时比较复杂 ,在工 程计算时可按以下公式确定。 LF 所 配 变 压 器 的 额 定 单 位 容 量 一 般 为 120 kVA t ,热效率 η 一般为 30～ 45,LF 加热时钢 液得到的热量可由式 3 估算或式 4 计算确定, QD120η V 3 式中 QD 钢液得到的热量 ,kW ; η 电弧加热的热效率 , 一般为 30～ 45; V LF 容量 ,t 。 QD CmΔ t S WSAWA V 4 式中 QD 钢液得到的热量 ,kW ; Cm 每吨钢液升 温 1℃所需要 的热量, kW t℃ ; Δ t 钢液的温升 ,一般为 30～ 50 ℃; S 渣量, 造渣材料量与钢液总量的百 分比; WS 熔化 10 kg 渣料所需的热量, 一般为 5. 8 kW t ; A 合金进入量占钢液总量的百分比; WA 熔化 10 kg 合金所需的热量, 一般为 7 kW t ; V LF 容量 ,t 。 2. 3 LF 的失热量 LF 的失热量包括钢液、渣、合金 、炉体等的温升 蓄热 ,炉盖冷却水 主要是钢液的热辐射 、烟气 烟 尘 带走的热量 、 氩气带走的热量以及炉体的散热 。 2. 3. 1 钢液、渣、 合金、 炉体等的温升蓄热 钢液的温升蓄热由下式计算确定, QS1mgCg Tg2-Tg1 5 式中 QS1 钢液在加热时的吸热量 ,kW ; mg 钢液的质量,kg ; Cg 钢液的质量比热,kJ kg K ; Tg1 钢液的初始温度,K; Tg2 钢液的终点温度,K。 炉渣的温升蓄热 QS2、 合金的蓄热 QS3、 炉体耐火 材料的蓄热 QS4等均可参照式 5 计算确定 。其中耐 火材料可根据不同部位所用的不同耐火材料分别计 算确定。 2. 3. 2 炉体的散热损失 钢包炉精炼时钢液温度一般在1 750 ℃ 以上,炉体 表面温度在 200 ℃左右, 由炉体表面向工作场所散失 热量。由于受炉衬的蚀损影响,随着 LF 炉衬蚀损增大 散热量会增大 ,炉衬的蚀损一般为 0 . 4～ 0. 6mm h。 炉体散热损失由式 6 确定 QLT kε Tb 100 4 - T0 100 4 α d Tb-T0 F 6 式中 QLT 炉体的散热量 ,kW; k 系数 , k 4. 88; ε 炉体表面黑度 ; Tb 炉体外表面温度, ℃,一般为 200 ℃; T0 车间环境温度 , ℃,通常可取 25 ℃; F 炉体外表面积 ,m 2 ; αd 炉体外表面与车间环境的对流换热系 数,kW m 2h℃ 。 当车间内无横向气流流动时, αd可按下式计算, α dA Tb-T0 0. 25 式中 A 系数, 散热面向上时, A 2. 8; 垂直时, A 2. 2; 向下时 , A 1. 5。 当车间内有横向气流流动时, α d按以下公式计 算 若车间内风速 VF 5 m s, α d 6. 47V 0. 73 F。 2. 3. 3 冷却水带走的热量 LF 炉盖冷却水系统采用水冷排管 , 可能有多条 回路, 特别是进出水温差也可能不同, 计算冷却水带 走的热量时应分别计算各回路 ,计算公式为 QW∑GiCW TC-TRi 7 式中 QW 冷却水带走的热量,kW; Gi 第 i 条冷却水回路中冷却水的流量, kg h; CW 水的比热,kJ kg K ; TC-TRi 第 i 条冷却水回路的进出水温差 ,K 。 2. 3. 4 烟气 烟尘 带走的热量 由公式 1 可得到 LF 的原始炉气量 ,由于原始炉 气量很小, 其工况烟气量也很小。但事实上由于炉盖 与炉体的缝隙以及电极与炉盖缝隙的存在,在不考虑 除尘风机的影响时在热压力的影响下将诱导卷吸大 量冷空气进入炉盖冷却通道 也是烟气通道 内,这样 将大大增加 LF 的烟气量。 45 环 境 工 程 2007年 10 月第 25卷第 5 期 1 Ar 带走的热量。Ar 在钢液中吸入的热量由 下式表示 Q1L1C1 T1-T2 8 式中 Q1 Ar 在钢液中吸收的热量,kW; L1 吹入钢液中的Ar 量, kg s,Ar 的密度为 1. 785 kg m 3 ; C1 Ar的 质 量 比 热,可 取 常 数 0. 5234 kJ kg K ; T1 Ar 的初始温度,K; T2 钢液的温度 ,K 。 需要说明的是Ar 带走的热量也将进入炉盖烟气 通道 。由于 Ar 量很小, 为设计安全起见 ,Ar 带走的 热量可忽略不计 。 2 烟气带走的热量。由于电极加热产生的强烈 电弧和底吹氩的影响 ,钢液液滴的飞溅氧化等 ,LF 炉 将产生大量烟尘 ; 又由于钢包及钢液为高温源 ,必然 会诱导大量冷空气进入钢包炉上部并与炉子产生的 烟气和烟尘混合从而加大烟气量 。烟气 包括烟尘 的散发带走的热量在有无强制排风时或强制排风量 不一样时是不同的。 烟气 包括烟尘 的散发带走的热量可用下式 计算 QYCLYCY T1-T2LCCC T1-T2 9 式中 QYC 烟气和烟尘带走的热量,kW; LY 标况下原始烟气量 ,m 3 h; CY 标况下烟气的定压容积比热,kJ m 3 K , 可采用以下公式近似计算结果 CY1. 295 0. 000112T1 T1 烟气或烟尘的温度K, 可取为钢水终点 平均温度,K; T2 热平衡时的基准温度通常取 313 K, 或 车间温度 ,K; LC 烟尘的产生量,kg h ; CC 烟尘的比热 ,kJ kg K 。 实际上烟尘的产生量很难确定 ,而且其带走的热 量在炉子总热量损失中的比例很小 ,在工程计算中可 忽略不计 。 3 烟气量的计算 3. 1 原始烟气量计算 为了探讨最佳排风量或换句话说为了确定炉子 产生的原始烟气量, 不考虑强制排风的情况。 根据热平衡 ,公式 3 ～ 9 有如下关系 QD QS1QS2QS3QS4 QLTQWQ1QYC 10 QYCQD- QS1QS2QS3QS4 -QLT-QW-Q1 11 图1 LF 炉盖示意图 根据公式 11 和公式 9 得到 LYCY T1-T2QD- QS1QS2QS3QS4 -QLT-QW-Q1 LY QD- QS1QS2QS3QS4-QLT-QW-Q1 CY T1-T2 12 式中 LY 标况下原始烟气量 ,m 3 h。 根据公式 12 得出的结果即是 LF 炉在冶炼状态 下产生的原始烟气量 。 3. 2 炉盖烟气量计算 在此讨论的是在有强制排风时并能满足除尘系 统要求温度下的烟气量, 简称为炉盖烟气量。根据公 式 12 得出的原始烟气量温度很高 ,烟气不能直接进 入除尘系统 ,需要采用水冷、 间接空冷、 直接空冷或其 它冷却方式 ,将烟气冷却到 120 ℃ 后才能进入除尘系 统进行净化处理。根据经验采用炉盖混风方式是比 较经济合理的方式。 图1 是目前比较典型的 LF 炉盖示意图 ,图中 LF 内的钢液面至炉体上沿处的腔体内冶炼要求微正压, 这样在保证冶炼烟气不外溢又能保证烟气温度达到 除尘系统要求的前提下, 可加大吸风环管的排吸风 46 环 境 工 程 2007年 10 月第 25卷第 5 期 量,也即增大环形吸风口A 的面积, 从冶炼角度讲环 形混风口的大小只要满足炉盖能安全下降到位即可, 但从通风除尘角度看该混风口需通过计算确定。在 此讲的炉盖烟气量指的是图中吸风口处的烟气量 。 炉盖烟气量可由式 9 演化得出式 13 。 LL GC120T120LYCYT1 LLG-LY C40T40 13 由公式 10 推导得出 LL G LYCYT1-LYC40T40 C120T120-C40 T40 14 式中 LLG 炉盖标况下烟气量 ,m 3 h, 温度120 ℃; LY 标况下原始烟气量,m 3 h, 温度可取为 1 650 ℃; CY、C120、C40 分别为1 650、120 和 40℃时标况下烟 气的定压容积比热, kJ m 3℃ , 可根 据式 C 1. 295 0. 000 112T 计算得 出,分别为1. 479 8 、 1. 308 4和1. 299 5。 T1、T120、T40 分别为原始烟气、 炉盖烟气和车间环境 温度,其数值可分别按1 650 ℃、120 ℃ 和40 ℃ 取值 。 通过以上数值简单计算后得到 LLG22. 75LY 15 4 炉盖结构部分参数的设想 1 环形混风口处的进风速度宜 25 m s。 2 吸风口A 处的速度宜在 15～ 25 m s。 3 吸风环管内的风速宜在 20～ 25 m s。 4 为保证冶炼微正压, 并同时满足烟气温度 130 ℃的要求 , 吸风口处上下吸风管道的面积比为 3. 5∶ 6. 5,同时应设置现场调节装置。 5 h1根据炉容可在 100～ 250 mm ; h2可为 500 ～ 800 mm 。 请注意的是在计算时要把标况风量换算为工况 风量 。 参考文献 [ 1] 张鉴. 炉外精炼的理论与实践. 北京 冶金工业出版社, 1993. 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[ 6] 张玉柱, 艾立群. 钢铁冶金过程的数学解析与模拟. 北京 冶金工 业出版社, 1997. 作者通讯处 马世立 400013 重庆市 中冶赛迪工程技术股份有 限公司 电话 023 63548226 E -mail 1415cisdi. com. cn mashili sina. com 2007- 01-19 收稿 中国发展排放应获理解 中国政府 9 月4 日表示 ,他们已在努力提高可再生能源的使用量 ,但在全球致力的温室气体减排问题上中 国需要缓冲时间 。 中国在过去时间里贡献的温室气体排放量是比较少的 ,一名负责制定国家经济规划的政府官员在被问及 中国政府对气候变化问题的态度时表示 ,在本周澳大利亚召开的亚太经合组织会议上,胡锦涛主席将提出一项 关于森林可持续管理的建议。 “我希望国际媒体可以给我们一些发展权益、一些发展空间而不是一味指责我们 ,”中国的最高规划制定机 构、 国家发展与改革委员会的副主任陈德铭表示, 中国不应为温室气体排放承担过度的责任 ,因为中国是近几 年来才成为温室气体的排放大户,在 1950 年到 2000年这半个世纪里 ,中国的二氧化碳排放量只占世界的 9。 且中国有 13亿人口 ,如果比较人均二氧化碳排放量, 中国还维持在一个较低的水平 。 陈德铭反复强调 ,中国将大力发展可再生能源, 到 2020 年, 风能、水电和生物燃料等可再生能源的消费量 将提高到占能源消费总量的 15。 中国外交部 9 月 4 日发布消息,由其高级外交官于庆泰担任气候变化谈判特别代表 ,负责后京都议定书 时代有关限制温室气体排放的国际谈判 。 美联社 9月 4 日报道, 作者克里斯多佛鲍迪恩 ,原文题为中国要求暂缓温室气体减排 ,祖藜译 摘自“中国环境报” 47 环 境 工 程 2007年 10 月第 25卷第 5 期 concentration is 3, granularity of cast iron granules is 0. 074～ 0. 154 mm, granularity of active carbon granules is 0. 154 ～ 0. 28 mm, CODCr removal rate is96. 1on sewage of campus whose CODCris about400mg L, which is increased by 4. 3andHRT isreduced by 3 h contrasting with the activated sludge -fluidized bed. When inflow CODCris in the range of 400 ～ 700 mg L, the change in CODCrremoval rate of micro electrolysis -biological fluidized bed is 11, but that of activated sludge -fluidized bed is 36. 8. Keywords micro electrolysis, biological fluidized bed, activated sludge and domestic sewage HIGH -SALINE WASTEWATER TREATMENT COMPARISON BETWEEN A DAT-IAT BIO-FILM PROCESS AND ACTIVATED SLUDGE PROCESS Wang Fazhen Zhou Yuexi Zuo Dongsheng et al 28 Abstract It was compared the activated sludge processwith A DAT -IAT anaerobic demand aerationtank-intermittent aeration tank bio -film processto treat the wastewater with high salinity. It was showed, under the condition of hydraulic retention time HRT13. 5 h, pH 7 . 5, temperature 25 ℃, the salinity 60 g L using NaCl to mark the salinity , the removal rates of CODCr, NH 4-N, PO 3- 4 -P were 80. 3, 79. 0 and 92. 4 respectively in A DAT -IAT bio -film process and the biomass in the reactor was 11. 3 g L. At the same time, comparison of A DAT -IAT bio -film processwith activated sludge process, the removalratesof CODCr, NH 4-N, PO 3 - 4 -P increased by 5. 8, 11. 2, 16. 9respectively, and the biomass increased by 3. 1 g L. Keywords A DAT -IAT bio -film process, nitrobacteria and high -saline wasterwater PRETREATMENT OF WASTEWATER FROM VITAMIN B1PRODUCTION BY PROCESS OF IRON -CARBON MICRO -ELECTROLYSIS -COAGULATION Wang Yan Sun Liping Jia Renyong et al 31 Abstract Wastewater from vitamin B1production is pretreated by process of iron-carbon micro -electrolysis-coagulation, which has characters of high concentration of organic compounds, high suspending chemicals, high chroma and refractory biodegradation. Under the optimal conditionsof influent pH 4, the C Fe ratio 1∶ 1, reacting time 80min, and aeration quantity 0. 2 m3 h. The average CODCris 1 600 mg L with removalrate of 79, and chroma removal rate is 85. The water quality of the final effluent meets the secondary discharging standard of GB8978-1996. Keywords wastewater from vitamin B1production, iron-carbon micro -electrolysis and coagulation STUDY ON TREATMENT OF NITROBENZENE WASTEWATER BY ELECTROLYSIS-SBR TECHNOLOGYWu Wei Bai Yonggang 34 Abstract Experiments were conducted with electrolysis-SBR technology to treat nitrobenzene wastewater. The relationship among current intensity, reaction time and the removal efficiency of organic compounds in nitrobenzene wastewater were investigated. Electrolysis also improved biodegradability of wastewater. After experiments, the manner of operation and parameters were concluded. The result showed that electrolysis-SBR technology was efficient in treating nitrobenzene wastewater. Keywords nitrobenzene wastewater, electrolysis and SBR APPLICATIONOFHYDROLYTICACIDIFICATION -CONTACTOXIDATIONPROCESSIN TREATING THE PETROCHEMICAL WASTEWATER Chu Jinyu Guang Jianxin Wang Wanjun et al 37 Abstract The hydrolytic acidification -contact oxidation process is used to treat the petrochemical wastewater. The design total flow is 120 m3 d, of which the original high concentration sewage is 20 m3 d, and the regurgitated effluent is 100 m3 d. They are mixed in neutralization pool. The design influent quality isthe high concentration waste water CODCr9 000mg L, pH 5～ 9, after mixing, the concentration CODCr 1 500mg L. The design effluent quality is CODCr≤130 mg L, pH 6～ 9. The real effluent CODCris 123. 29 mg L; the average removal rate of CODCrwas 92. 04. The water after tretment can be up to design standard for discharge. Keywords petrochemicalwastewater, hydrolytic acidification and contact oxidation THE DEVELOPMENT OF S AND TECHNOLOGIES FOR THE TREATMENT OF OIL- FIELD PRODUCED WASTEWATERZhu Wei 40 Abstract The oil -field wastewater has the characteristics of complex components, poor biodegradability andhigh salt, and its direct discharge will cause serious pollution to the environment. This paper reviewed the characteristics of the quality of oil -field wastewater and the recent development of s and technologies for the treatment of the wastewater, analyzed the advantages and disadvantages of each , and presented the future research direction. Keywords oil-field produced wastewater, chemical flocculation, physical , membrane technology and biological THEORETICAL ANALYSIS AND CALCULATION OF LF FUME PARAMETERSMa Shili 44 Abstract Based on the theoretical analysis of parameters such as ladle furnace LF gas flow, LF cover fume flow, LF cover fume temperature and in combinationwith the smelting technology and LF cover structure, it is summarized the calculation ulas for the above parameters, which can be used to guide the LF process design, LF cover design and dedusting system design. 3 ENVIRONMENTAL ENGINEERING Vol. 25, No. 5,Oct. , 2007 Keywords LF, fume, parameter, theoretical analysis and calculation STUDY ONDESULFURIZATION KINETICS OF CuO γ -Al2O3 Yu Qingchun Zhang Shichao Wang Xindong et al 48 Abstract Kinetics of sulfation of CuO γ -Al2O3desulfurizer was studied. A desulfurizer of 0. 12 g CuO g γ -Al2O3was prepared by impregnation and characterized by X -ray diffraction which showed that the dispersion of CuO supported on γ -Al2O3was submonolayer. Isobar showed that physical adsorption, chemical adsorption, and chemical desorption occurred during 100 ～ 300℃, 300～ 550℃, and 550～ 800℃ respectively. Langmuir reaction kinetic model was proposed to describe chemical adsorption of SO2. Reaction order with respect to SO2was first order, and activation energy was 19. 98 kJ mol, pre -exponential was 9. 9710- 5s- 1Pa- 1. Correlation coefficients showed that the Langmuir reaction kinetic model described experimental resultswell. Keywords desulfurizer, kinetics and Langmuir ENGINEERING PRACTICE AND ANALYSIS OF THE TREATMENT OF WELDING FUME FROM SHIPPING CONTAINERYao Zhiquan 52 Abstract A engineering practice about the welding fume treatment was introduced from a shipping container. It was the process that integrated the fire retardant filter, anti-flaming nano -fiber filter and active carbon fiber filter. The total treated air flow reached to 98 000 m3 h, and the original main pollutant concentration, i. e. , particle was 7. 8～ 10. 5 mg m3. The air quality got better after treated by the designed system and could meet the demand from the national standard, i. e. , the “ Contacted Limitation of Harmful Factors in the Working Place” . And the particle concentration was decreased to less than 2. 56 mg m3. The other pollutant concentrationwas also decreased to less than92 mg m3. All the pollutant concentrations could meet the second -order of“ Limitation of Local Standard Air Pollutant Emission in Guangdong Province”. Keywords welding fume, integrated multistage filtration dust removing system STUDY ONTHE PERANCE OF THE NOVEL UMBRELLA TYPE SCRUBBER Li Shanhong Li Caiting Zeng Guangming et al 54 Abstract A novel umbrella type scrubber was developed according to the pollution problems of the dust, dioxide sulfur, and deleterious gaseous, which were effluent from coal-burning boilers. Pressure dropΔ p, collectionefficiency and energy consumptionof the novel umbrella type scrubber were measured with fly-ash, air, and water system. The operation conditions included inlet gas velocity range of 10～ 18 m s, dust concentration range of 2～ 22 g m3, liquid -gas ratio L G range of 0～ 0. 8. The results showed that Δ p of the novel umbrella type scrubber was low, about 250～ 750 Pa;