火炬点火系统改造方案

火炬点火系统改造方案（精选九篇）

火炬点火系统改造方案 篇1

黑山110kV变电站直流系统原由深圳科路生产公司生产提供, 由于长期使用及充电模块质量不良, 运行状态欠佳需整体更换改造。

改造规模:将黑山110kV变电站直流充电屏及直流馈电屏整屏更换, 同时更换屏内直流充电模块。

2 作业程序、标准

2.1 拆除直流充电屏、直流馈电屏, 并将负荷接入临时配电箱

2.1.1 通过主控室内所用馈线屏采集一路交流接至直流充电模块, 将充电模块的输出调制225-230伏之间, 输出接至配电箱, 标明配电箱所有空开正负极。调试配电箱, 确认配电箱内各空开配合问题, 确认配电箱输出电压稳定情况等。

2.1.2 将蓄电池总线拆除, 绝缘包绕严密后从充电屏下方电缆孔洞处穿出, 确定好正负极, 将蓄电池总线接至配电箱内蓄电池空开, 核相正确后, 断开配电箱直流充电模块空开并验电证明无电, 合上配电箱蓄电池空开。

配电箱接线图如下所示:

根据原有直流馈线情况, 下图为直流馈线各端子排名称及直流馈线空开名称。

现场实际运行情况:主控室装置电源I、II, 主控室保护电源I、I-I, 10kV控制电源I、II都为双路馈出, 存在合环情况。110kV储能电源I、II, 35kV储能电源I、II, 10kV储能电源I、II都只投其中一段空开。其余电量采集终端电源、UPS电源、远动屏电源、通讯电源都为单路馈出。

(1) 断开前面板主控室装置电源I空开 (断空开前, 应检查控制I、II段直流母线联络开关在合) , 验明装置电源I无电后, 将直流馈线屏后该路馈线拆除并接至配电箱内装置电源I空开, 核相正常后, 合上配电箱内装置电源I空开, 断开前面板主控室装置电源II空开, 验明装置电源II无电后, 拆除主控室装置电源II馈线, 并接至配电箱, 合上配电箱内装置电源II空开。

注意:按照此方式, 主控室装置电源I、II, 主控室保护电源I、II, 10kV控制电源I、II, 此六路馈线不存在直流失电情况。

(2) 断开前面板110kV储能电源I空开, 验明110kV储能电源I无电后, 将直流馈线屏后该路馈线拆除并接至配电箱内空开, 核相正常后, 合上配电箱内110kV储能电源I空开, 断开前面板110kV储能电源II空开, 验明110kV储能电源II无电后, 拆除110kV储能电源II馈线, 并接至配电箱, 合上配电箱内110kV储能电源II空开。

注意:按照此办法, 每路储能馈线会暂时失去直流约五分钟, 由于断路器支持一次重合闸, 因此可不考虑。

(3) 同理, 电量采集终端电源、UPS电源、远动屏电源都为单路馈出, 该三路馈线都将暂时失去直流约五分钟。

2.2 安装新屏, 将配电箱内负荷转入新屏

2.2.1 确保所有直流负荷都已转入配电箱后, 合上直流充电模块空开, 断开直流馈线屏前面板所有空开, 拆除馈线屏内电缆接线, 并绝缘包封, 绝缘包封时采用红、黑两色绝缘胶带包绕并标明正、负极。

2.2.2 断开直流充电屏前面板原充电机电源空开、所变进线空开, 验明无电后, 方可拆除所变进线电缆。

2.2.3 安装新的两屏, 新直流充电屏和馈线屏安装就位。在断开与直流系统连接的情况下, 用1000V兆欧表测量正、负之间绝缘和正对地、负对地的绝缘应不低于10MΩ。

2.2.4 新屏安装后进行调试, 首先运行新的直流充电模块, 检查两屏各元件, 确保各装置、模块、空开正常。

2.2.5 连接所变进行电缆, 恢复原来接线方式。

2.2.6 将配电箱内直流负荷接入新馈线屏。

(1) 合上新充电屏内直流充电模块空开, 断开配电箱内蓄电池空开, 将蓄电池总线拆除, 绝缘包绕严密后从新充电屏下方电缆孔洞处穿入, 确定好正负极, 核相正确后, 断开新充电屏内直流充电模块空开并且验电证明, 将蓄电池总线接至新充电屏内。

(2) 断开配电箱内主控室装置电源I馈线空开, 接入新馈线屏装置电源I空开, 核相正常后, 合上新馈线屏前面板装置电源I馈线空开。

(3) 然后拆除配电箱内主控室装置电源II馈线空开, 接入新馈线屏, 核相正常后, 合上新馈线屏前面板装置电源II空开。按照此方法, 主控室装置电源I、II, 主控室保护电源I、II, 10kV控制电源I、II, 该六路馈线不会失去直流。

(4) 断开配电箱内110kV储能电源I空开, 迅速接入新馈电屏后110kV储能电源I空开, 确保极性、核相正确后, 合新馈电屏上空开。以此类推 (由于电量采集终端电源、UPS电源、远动屏电源都为单路馈出, 该三路馈线将暂时失去直流约五分钟) 。

2.2.7 直流负荷接入新的馈线屏后, 再次确认配电箱内所有馈线是否全部转移至新馈线屏, 确认无误后, 断开配电箱电源, 合上新充电屏内充电模块总开关。

2.2.8 恢复原方式运行。

2.2.9 运行人员验收, 终结工作票并作施工记录、安装报告。

3 事故预想及防范、预控措施

3.1 工作过程直流短路

工作中可能造成直流短路, 各作业工具必须绝缘包绕严密。在短路发生后, 电缆会受损严重, 工作中需配备适量电缆应急。同时派专人查看绝缘监察装置, 一旦装置有接地告警, 应立即停止工作, 查明接地原因。

3.2 配电箱故障造成全站直流失去

工作中可能会发生配电箱故障, 因此在工作前临时配电箱需做试验, 确保可靠。若工作过程中确发生配电箱故障, 应立即通过充电模块馈出重要直流负荷, 然后查明故障原因, 如短时间无法恢复, 应停止作业。

3.3 交流失去

火炬点火系统改造方案 篇2

小华矿设计生产能力为6万吨／年，开拓方案为片盘斜井开拓，通风方式为中央并列抽出式。近年来实际产量为7-8万吨。目前，生产片盘为+615m和+645m二个片盘，采掘工作面共有10个，主要集中在+615m片盘，+645m片盘处于收作阶段只有一个作业点。矿井主要通风机额定工作风量为1352m³／min，大于矿井需要风量880-930m³／min，风机能力完全能满足生产需要。

目前，矿井回风系统为+615m-+645m回风眼→+645m主石门(或南石门)→+645m-49回风上山→+670m回风石门→+670m主石门→+670m集运巷→+670m-695m回风上山→+695m回风石门→副斜井→地面。+670回风巷总长为1450m，其中排水巷以内区段约1000m，仅作为回风之用；以外区段450m还兼作+670m水平的排水之用，为避免+670m的涌水排至+580m，以减少抽水费用，该段巷道应永久保留。

2目前通风系统的存在问题

+670m回风巷中排水巷以内区段长度1000m，由于服务年限已久加上围岩普遍比较破碎，压力大，矿压显现明显，巷道变形，支架破坏严重，造成巷道断面缩小而且不规整，大大增加了通风阻力，致使矿井通风条件较差。为了保持矿井通风系统的正常有效运行，平均每月需投入资金万余元对+670m回风巷进行维修，其中排水巷以内区段的维修费用占80％以上，而且随着时间的推移，巷修费用和难度将随之增大。此外，通风系统还需考虑保护+670m回风巷，排水巷以内区段压煤(护巷煤柱)安全。

3回风系统改造方案

由于+645m片盘已处于收作阶段，只有一个采掘作业点，为了克服+670m回风巷通风阻力大、巷修费用高的问题，将总回风巷由+670m水平改造为+645m水平，通过开掘回风上山，再将回风流引到+670m集运巷→+695m回风巷。+645m～670m回风上山的布置可有二个方案，即：

第一方案：在+645m主石门40#—45#之间开口，掘一回风上山，长度约60m，贯通+670m主石门中排水巷口以内约15m处(见附图)。

第二方案：在距+645m集运巷W3石门约20m处开口，掘一回风上山，长度为70m，贯通+670m集运巷距+695m回风上山口约10m处(见附图)。

两个方案经济、技术比较如下：(1)掘进工程量方面：第一方案比第一方案减少回风上山开掘10m，减少掘进费用0．2万元。(2)通风阻力方面：第一方案的回风系统为+645m主石门→+645m-+670m回风上山→+670m主石门→+670m集运巷→+670m-695m回风上山；第二方案的回风系统为+645m主石门→645m集运巷→+645m-+670m回风上山→+670m-+695m回风上山。第一方案与第二方案相比，通风线路长了130m，通风巷道净断面平均小了0．3m²，一方案的通风阻力大于二方案，但相差不大。(3)巷道维修方面：如果实施第二方案后，+670排水巷以外的主石门仅为排水之用，巷道维护时可适当缩小巷道净断面，而实施第一方案后，该段巷道仍兼作总回风之用，为满足风速的要求，以及通风阻不致过大，巷道维护时，不能再缩小巷道净断面，这就增加了一定的巷修工程量和难度。(4)+670主石门中排水巷以外区段的通风问题方面：该段巷道维护作业的通风问题，一方案自然解决；如果实施第二方案，只得靠流经排水巷以内区段的风流来解决，因为排水巷以风区段不加维护而将会垮塌，这违反了《煤矿安全规程》的有关规定。

由上可知，与第二方案相比，第一方案虽然通风阻力较大，巷修难度也较大，但第一方案降低了0．2万元的掘进费用，并能保持排水巷以外区段的正常通风。因此，经济上、技术上、安全可靠上综合比较，确定为第一方案。

4改造方案实施后取得效果。

按照第一方案实施，竣工投入运行后，取得了预期的效果。(1)甩掉+670m排水巷以风区段约1000m的巷道维护，即每月减少约1万元的巷修费用，年减少巷修费用近12万元，并避免了相应的不安全因素(巷修时的人身安全问题)。(2)改造后回风巷长度缩短了435m，通风净断面平均增大了0．4m²，较大程度地降低了矿井通风阻力，改善矿井通风条件，矿井通风等积孔可由原来的0．9-1．1提高到1．4～1．6。(3)采出+670m排水巷以内区段的护巷柱0．33万吨，增加效益近20万元。

5改造后的存在问题及解决办法

风机变桨系统电池系统改造方案 篇3

Suzlon风机变桨系统后备电源设计缺陷, 造成风机存在重大安全隐患, 极限情况可导致重大事故。后备电源箱体结构、保温措施和电池充电管理设计缺陷, 在低温情况下, 电池组充电不足, 无容量释放, 在电网停电或紧急停机时, 无法完成紧急顺桨, 风机存在重大安全隐患。另外, 由于后备电源系统不合理的结构设计和充放电管理, 导致电池故障率高, 增加维护成本, 风机利用率低。

1 风机变桨系统现有问题

a) 电池管理系统不合理, 电池使用寿命短;b) 电池箱保温措施、加热措施、防震措施不合理;c) 由于电池箱体原设计缺少保温泡棉, 后期在箱体外壁贴有保温泡棉, 并加装新壳体, 结构比较复杂, 不方便维护。

2 蓄电池测试

2014年5月6日收到国华锡林浩特风场寄来的6只型号为LC-P127R2ST1的松下电池, 外壳为灰色的普通型, 生产日期两只是2007年、两只是2008年、一只2011年、一只不详。电池外观壳体起皱, 一只电池已经看不清生产日期和批次。电池为单节, 无固定支架。另外, Suzlon风机每个轴采用22节电池, 采用Powertronic充电器, 固定充电电压300 V, 充电电流2.1 A, 三个轴电池组并联充电。22节电池组分两个箱体安装, 每个箱体11节电池, 无防震措施, 电池之间无散热缝隙。箱体无弹性支撑。据风场技术人员反映, 电池使用期限为1 a左右。箱体内加热, 由于受空间影响, 采用薄膜式加热器和辐射式加热器, 箱体内无保温泡棉。

2.1 容量测试

针对以上情况, 对蓄电池容量测试。容量测试1:a) 充电。恒压14.4 V限流0.1 C (0.72 A) 充电16 h;b) 放电。10 hr (0.72 A) 放电到10.8 V。容量测试2:a) 充电。恒压14.4 V限流0.1 C (0.72 A) 充电16 h;b) 放电。10 mr (20 A) 放电到7.8 V。容量测试3:a) 充电。恒流0.1 C (0.72 A) 不限压充电12 h;b) 放电。10 hr (0.72 A) 放电到10.8 V。容量测试4:a) 充电。恒流0.1 C (0.72 A) 不限压充电12 h;b) 放电。10 mr (20 A) 放电到7.8 V[1]。容量测试见表1。

2.2 电池解剖结果汇总

电池解剖结果汇总见表2。

2.3 结论分析

2.3.1 失效模式

失效模式是:A+H (A为板栅腐蚀;H为开路) 。从解剖分析, 电池正极板脱粉较为严重, 板栅腐蚀较为严重;负极板比较正常。汇流排断裂, 造成电池开路。

2.3.2 失效原因

造成失效的原因是:充电电流较大, 板栅腐蚀较为严重;箱体无防震措施, 造成汇流排断裂;箱体内加热器加热方式不合理, 造成加热不均匀, 局部温度较高, 加速腐蚀;电池块之间装配比较紧, 无散热缝隙, 加速电池腐蚀;箱体保温措施不好, 在低温状态下, 电池容量较低, 紧急情况下无法释放能量, 影响风机安全。

2.3.3 后续建议

后续处理措施建议:合理充电管理, 合理充电电压和充电电流, 防止电池过充或充电不足;合理控制管理环境温度, 避免高温或低温环境;采取合理的防震措施, 避免电池因震动造成失效;

3 变桨电池检测系统优化

风力发电机组使用的铅酸蓄电池主要为阀控式密封铅酸蓄电池, 其使用寿命和性能与环境温度、维护质量、检测方式密切相关。风力发电机组电动变桨系统在紧急情况下, 需由备用蓄电池供电进行顺桨操作, 以实现安全停机。因此, 应加强风力发电机组蓄电池的维护、检测、更换、保存与技术管理。

3.1 蓄电池电压监控优化

根据风机整机设计需要, 顺桨时需要变桨系统提供7°/s的顺桨速度。考虑到变桨电机为直流电机, 则电机转速与电机电压成正比关系, 电机扭矩与电机电流成正比。电机参数如下:额定电压250 VDC、额定电流30 A、额定转速2 410 RPM、额定转矩24 N·m、额定功率6 k W。由以上两个条件, 结合变桨系统总传动比为1 705, 顺桨时需要变桨电机的工作转速为1 990RPM, 对应工作电压206 VDC。另外, 考虑到电机转速与蓄电池电压成正比, 顺桨时间与电机转速成反比, 根据后备电源能量计算公式如下:

式 (1) ~式 (2) 中, W为电源能量, J;V为电源电压, V;I为电源电流, A;T为时间, s;X为电压需求, V。I=36A, V=144 V, 11.4为在电压需求为206 V时单个电池的电压。由之前的能量需求W>Wmax=72 705 J, 则得出X>8 V。这表示在最短时间内放出最大的能量, 顺桨时间按放电至最低电压所需时间进行计算, 此时顺桨时间最长, 顺桨能量按放电最大能量核算。同时考虑到X越大时间T越短, 此处按顺桨时间最短 (约为13 s) 考虑。得8 V<X<11 V, 考虑电池实际要求截止电压应大于9 V以提高电池的寿命防止过度放电, 则取X=10 V, 即蓄电池监视模块设置值为180 V[2]。

3.2 充电器报警监控优化

由于充电器内部的蓄电池电压采样电阻属于易损件, 其本身无优化价值, 故通过以下方式进行优化:a) 在硬件上新增充电器无输出时的报警回路;b) 为保证充电回路的可靠性, 在软件上对充电器实现自检, 实现软件/硬件双冗余保护, 具体方案是在软件上加入一个周期性检测子程序来实现充电器断线检测的功能, 即变桨控制器每隔24 h, 即在每天的中午12:00或每次回桨至限位开关时, 对变桨充电器进行断线检测一次, 检测时间为1 min, 其检测原理为当变桨在检测时, 切断充电器的输出主回路60 s, 检测充电器Battery OK。

4 电池系统改造方案

鉴于风力发电机组由于其使用环境、运输环境、仓储环境的特殊性, 导致其本身配备的蓄电池使用性能大大下降, 加之风机蓄电池不能每三个月作一次活化性放电 (0.1 C/0.5 h~1 h) , 也就不能使蓄电池极板有效物质得到活化, 容量得不到可靠恢复。这就使得电池组中总是出现一些落后电池, 而落后电池又将进一步加速整组电池的损坏, 由于电池组的容量取决于该电池组中容量最低一节电池的容量。因而, 发现并获知落后电池的容量、及时对落后电池进行处理是电池组运行维护的关键。要防止由于容量下降带来的安全隐患, 必须定期检测风机蓄电池内阻, 使用交流阻抗法测得电池内阻同时比对其充满电条件下的标准电池内阻, 了解电池健康状况确定其是否存在老化失效。基于以上, 提出可采用超级电容替换蓄电池的方案。

4.1 超级电容方案

变桨用超级电容的基本工作原理为:风机正常运行时, 电网正常输入电能, 智能管理单元控制的充电器给超级电容器组充电, 直至超级电容达到额定电压;紧急运行工况下, 风电机组需紧急变桨, 控制系统发出指令, 超级电容储能系统放电, 驱动变桨系统将叶片顺桨, 风机安全停机。

4.2 后备电源设计

4.2.1 超级电容参数选取

以Z72型号2 MW电动变桨系统为例, 以超级电容作为其后备电源, 则超级电容需满足该变桨系统对后备电源参数要求。此外, 依据NB/T 31018—2011风力发电机组电动变桨控制系统技术规范, 电容组的容量应满足桨叶在规定载荷情况下完成一次以上顺桨动作要求。

4.2.2 容量校核

对采用该设计方案的后备电源进行电压跌落值、放电能量、最小电容量核算, 计算公式如下:

式 (3) ~式 (6) 中, ΔU为电压跌落值, V;Uc为电容引发电压跌落值, V;UESR为直流内阻引发电压跌落值, V;Iave为平均放电电流, A;Δt为放电时间, S;C为电容额定容量, u F;RESR为直流等效阻抗, Ω;E为放电能量, k J;Umax为放电起始电压, V;Umin为放电中止电压, V;Cmin为放电所需最小电容量, u F;P为放电功率, W;U为放电电压, V。

4.2.3 后备电源充电设计

为满足上述变桨系统后备电源充电要求, 需选用专用的超级电容充电器进行充电。为保证充电器及后备电源长期可靠运行, 充电器还应当具备过压保护、过温保护、短路保护功能, 同时满足变桨实际应用环境的振动可靠性要求。

4.3 测试分析

基于上述设计方案, 搭建基于超级电容的变桨系统后备电源并进行实际测试分析, 测试其充电、放电等特性, 并评估其能否满足变桨系统后备电源需要。

测试曲线中各量与实际值对应关系如下:电机转速100 unit/s对应变桨速度1°/s;桨叶位置100 unit对应实际桨叶位置1°;电容电压值与实际值一致。

4.3.1 充电测试

充电起始电压为90 V, 充电截至电压为450 V, 环境温度为15.6℃。可见, 基于超级电容的变桨系统后备电源从90 V~450 V的充电曲线平滑, 接近理想充电曲线。90 V~450 V充电时间为736 s, 实测0 V~450 V的充电时间为931 s, 远小于铅酸蓄电池7 h~9h的充电时间, 充电特性优异。

4.3.2 放电测试

模拟电网及电容供电条件下桨叶往返运动, 给定桨叶角度范围61°~91°, 给定变桨速度3°/s, 环境温度15.3℃。超级电容供电条件下, 其位置、速度给定与响应特性与电网供电条件下基本一致, 基于超级电容的变桨系统后备电源可满足变桨系统运行需要。紧急顺桨测试模拟变桨系统紧急顺桨功能, 给定角度0°~91°, 给定变桨速度7°/s, 环境温度14.4℃。出现电网供电中断的情况下, 变桨系统自动切换至超级电容后备电源供电, 同时启动紧急顺桨, 将桨叶关至安全位置。上述测试表明, 文中搭建的基于超级电容变桨系统后备电源可满足变桨系统后备电源充电、放电及紧急顺桨功能需求, 且相比于铅酸蓄电池, 超级电容所具有的耐低温及长寿命特性使其作为变桨系统后备电源更具优势。

4.4 超级电容容量自检

将变桨系统外部供电恢复, 此时变桨系统将会给超级电容充电, 等待超级电容充电完毕, 记录变桨电容充电到400 V的充电时间T1, 同时计算出充电过程中直流母线电压的平均值Us。根据充电时间可以计算出电容值, 即:

式 (7) 中, T1为充电时间, s;R为充电电阻, Ω;Us为充电过程中母线电压平均值, V;U1初值电压, 充电开始时电压, V;U2为最终电压, 充电后电压, V;C为电容值, u F。

根据计算出的电容值, 可算出变桨电容在上面的动作过程中消耗的能量为:

式 (8) 中, U2为电容消耗之前的电压, V;U1为电容消耗之后的电压, V;C为电容值, u F;J为变桨电容的消耗能量, J。

变桨系统动作时的功率为:

式 (9) 中, T为变桨力矩, Nm;ω为变桨速度, m/s;k为变桨系统传动比;P0为变桨自检功率补偿值, W;P为变桨系统动作时的功率, W。

变桨系统动作所消耗的能量为:

式 (10) 中, JC为变桨系统动作所消耗的能量, J;P为变桨系统动作时的功率, W;t为时间, s。

通过上述公式, 可以计算出变桨自检时电容消耗的能量值与变桨系统自身的能量消耗值, 由于整个自检过程是超级电容驱动变桨系统工作, 因此, 如果超级电容能量存储出现问题, 那么这两个能量消耗值之间必然存在相当大的偏差。通过这两个自检过程, 可以检查超级电容的供电和电容的能量存储是否正常。如果电容出现问题, 为保证风机安全, 风机将停机等待维护人员检查超级电容。

5 结语

Suzlon风机变桨系统进行了改造。改造后风机各系统均运行正常, 在随后三个月的运行时间段内, 两台风机均未发生因变桨系统故障而导致停机的情况, 极大地提高了风机运行稳定性和可靠性。在风电场经济效益得到提高的同时, 从根本上消除了风机发生“飞车”事故的安全隐患。此次改造达到了预期目标, 改造方案可以在其它同型机组上推广应用。

参考文献

[1]李辉, 杨超, 赵斌, 等.风电机组电动变桨系统建模及运行特性评估与测试[J].电力系统自动化, 2013 (11) :20-25.

马未都：李宁点火的火炬最值钱 篇4

不过，马未都同样认为：人算不如天算，将来最有价值的奥运收藏品，今天看来可能并不重要。希腊奥林匹克展览的重器之一是个“铁饼”。一个石头制作的铁饼，有3000年的历史；今天鸟巢的体育赛场上的铁饼估计没什么人注意，出个世界纪录除外。世界纪录的那个铁饼落地就会被国家收藏，与个人收藏无关。

马未都说，在北京奥运会开幕期间举办了一场奥运藏品专场拍卖会上，其中最引人注目的是2008年北京奥运会的火炬“祥云”，起拍价从10万元之后就有数位买家争相竞投，竞买激烈，价格不断攀升，最后以29.12万余元成交，这也是备受关注的“祥云”火炬首次商业拍卖所体现的市场价格。

“同样成为场上焦点的是1936年柏林奥运会火炬，也是现代奥运会首次举行火炬传递活动的火炬，意义非凡，经过多轮竞价，最后以16.8万元的价格成交。”最后，马未都给我们总结出，个人收藏北京奥运题材藏品有三大要素应该特别注意：

1、重要性

凡与此次奥运相关，缺它不可的东西都凸显重要性。这个重要性无论在以后什么时候都还重要，并不是今天重要，今后不重要了。

2、代表性

能不能成功地选择出具有代表本届奥运会的物品，是个不大不小的难题，它要代表奥运会，不仅代表个人。

3、档案性

在收藏中我们不应该忽视档案工作，也不能忽视可以佐证的其它证据。比如中国男篮最后一战的篮球，要有全体队员包括教练的签名；还要注意当天的门票等细节，在不存争议的前提下收藏。对于普通老百姓，找不到篮球，找到篮球票也行，佐以当天的报纸就是一份很有意义的收藏。

张浦钢渣处理系统改造方案 篇5

目前, 张家港浦项不锈钢有限公司 (以下简称“张浦”) 的不锈钢钢渣处理采用湿式处理流程, 对电炉渣、AOD渣不进行分级, 经过两级颚式破碎机破碎后再进入棒磨机进行研磨, 最终实现金属跟渣的分离。因为采用湿式棒磨工艺, 0.2 mm以下细粒跟水混和成矿浆, 通过渣浆泵输送至水处理系统进行沉淀、压滤、烘干后进行销售。

1 原钢渣处理系统缺点

(1) 原钢渣处理系统流程为:

干钢渣-加水研磨-烘干, 烘干处理的成本远高于成品干粉的销售价格, 造成处理成本的增加。

(2) AOD渣因冷却后自然粉化, 造成钢渣大部分是粉化渣, 仅有少量块渣。

这样的炉渣进入棒磨机后, 衬板直接承受棒的冲击, 易导致衬板的破裂, 设备故障率显著增加, 对粉尘的过磨也增加了能量的浪费。

(3) 湿法处理工艺对0.2

mm以下粉尘中的金属并没有起到回收的作用。成品干粉成分见表1。

2 钢渣处理系统改造方案

2.1 钢渣处理系统改造原理

针对不锈钢钢渣的特点, 提出了张浦钢渣处理系统改造方案, EAF钢渣仍采用现有湿式处理, 而AOD钢渣则采用干式处理——钢渣风选处理的方案, 其工艺流程为:风选磨→选粉→收尘→磁选。改方案具有设备投资少、吨渣处理能耗低、金属回收率高的特点。改造方案考虑了以下2方面的因素:

(1) 回收物的用途。≥0.20 mm粒铁 (金属含量≥50%) 可直接加入电炉熔化;粉末状磁性粉尘含铁镍量达60%以上, 可以通过烧结后加入矿热炉进行冶炼, 或喷吹入电炉冶炼, 进行重复使用。对尾渣的粒度不需进行分级。

(2) 渣处理量。正常作业时, 吨钢的渣量约为209 kg/t-steel (其中电炉渣79 kg/t-steel、AOD渣130 kg/t-steel) , 受使用原料影响, 若50%的原料需进行脱磷, 则吨钢的渣量为450 kg/t-steel (其中电炉渣225 kg/t-steel, AOD渣225 kg/t-steel) , 系统按年产钢100万t原料, 脱磷比例50%, AOD粉化渣量为22.5万t设计。

2.2 钢渣的来源及特性

2.2.1 钢渣的来源

张浦采用电炉-AOD炉两步法不锈钢冶炼工艺。其炉渣采用抱罐车运输到冷却场进行冷却。电炉渣经过24 h水冷后移入室内冷却场进行倒罐破碎;AOD渣经过24 h空冷后移入室内冷却场进行倒罐、破碎。据统计, 炉渣中金属含量约10%左右, 须对钢渣中的金属进行回收。

2.2.2 钢渣的性质

钢渣的主要化学成分如表1所示, 其密度约为2 g/cm3, 受取样跟化验方法的局限, 组分中没有10%左右的粒铁。

2.2.3 钢渣的粒度

对AOD粉化炉钢渣进行两次随机抽样, 得到其粒度统计数据。钢渣粒度分析见表2。

2.2.4 钢渣的温度

设计物料温度不可高于100 °C, 因为入磨物料温度高, 物料带入磨内大量热量及磨机在研磨时将大部分机械能转化为热能, 导致磨机内温度升高。而物料的易磨性随温度的升高而降低。同时磨内温度高, 易使钢渣因静电吸引而聚结, 甚至粘附研磨体和衬板, 从而降低粉磨效率, 阻碍粉磨过程的顺利进行, 温度越高, 这种现象越严重。

2.3 钢渣处理系统改造工艺

2.3.1 工艺流程

张浦渣处理系统采用“风选磨→选粉→收尘→磁选”的工艺来实现渣铁的分离, 钢渣风选处理流程见图1。

F101.料仓 (带溜筛) ;F102.链式输送机;F103.滚筒筛;F104.料仓;F105.振动给料机;F106斗式提升机;F107.链式输送机;F108.中间料仓;F109链式输送机;F110.风选磨;F111.收尘器;F112.涡流式选粉机;F113.斗式提升机;F114.磁选皮带机;F115.磁性粉尘仓;F116.斗式提升机;F117.尾渣仓;F118.仓顶除尘器

由图1可以看出, 装载机把钢渣装入F101料仓 (带溜筛) , 料仓顶部设100 mm棒条格筛, ≥100 mm的钢渣由现有的湿法处理流程进行处理;<100 mm筛下物通过F102链式输送机输送到F103滚筒筛 进行筛分;≥5 mm的钢渣由现有的湿法处理流程进行处理;<5 mm筛下物进入F104料仓, 料仓下部接F105振动给料机, 通过F106斗式提升机、F107链式输送机输送到F108中间料仓。中间料仓起到稳定地给风磨机供料的作用。F108中间料仓中的钢渣经F109链式输送机均匀地给F110风选磨供料。F109链式输送机带变频调速功能, 视风磨机的出料粒度对供料速度进行调节。经过风选磨破碎的细物料通过F111收尘器后排到F114磁选皮带机上, 风选磨出来的重颗粒通过下部排出, 通过F113斗式提升机输送至F112涡流式选粉机, 通过调整转子转速及循环风量来调整回收金属的纯度 (降低金属中的渣粉含量) , 分离出来的金属通过溜管排到地面。轻质粉尘也排到F114磁选皮带机, 通过皮带机头部F114-1磁性滚筒, 把带磁性的粉尘捕捉收集到F115磁性粉尘仓, 没有磁性的粉尘通过F116斗式提升机输送到F117尾渣仓。

2.3.2 工艺设备及技术经济指标

钢渣风选处理设备见表3, 钢渣风选处理工艺主要技术经济指标见表4, 回收物规格见表5。

3 改造效果

(1) FM磨采用管式磨结构、大钢球破碎。在破碎的过程中采用风选原理, 把细小颗粒及时带走, 实现边粉磨边风选, 减少了垫层产生的无功浪费和过粉磨。出料部分采用粗细筛分离装置, 大颗粒物料一直在工作腔内破碎, 直至符合要求才能出料。出料部分设计选粉分级结构, 从工作腔出来的物料从筒体上多个排料口抛出, 在抛出分散过程中利用风再次分级, 细小物料随风往上风口带走, 粗颗粒物料沉降至排料口。控制出风选磨渣粒度为0.08 mm的筛余在30%～40%, 小于0.2 mm的在95%。生产过程全负压运行, 无粉尘外溢, 生产环境优良。

(2) 采用O-X涡旋式选粉机, 粗颗粒物料从风选磨下排料口排出后, 通过斗式提升机输送到涡旋式选粉机入料口, 物料通过流化床-悬浮分散-异性导向叶片, 物料得到充分分散, 金属颗粒沉降到下排料口排出, 粉尘通过旋风筒排出, 回收金属中的细粉残留量极少, 选粉效率可达90%。选粉机转子内装有涡流器, 利用气流进转子后内因动量矩减小对转子的推动力, 节省了驱动功率, 减少了磨损。直笼转子是一个由多层水平隔板与竖直异形分级叶片组成的笼型转子, 水平隔板使分级区域的气流形成稳定的水平涡流, 从笼子表面进入笼子内部的分级气流在任何一点都保持相同的流速, 分级精度高。

(3) 系统通过调节风选磨进料速度来控制渣粉的出磨细度, 通过调节选粉机转子的转速以及循环风机的风量来调节回收金属的纯度, 实现渣跟金属的分离。

4 结束语

张浦AOD钢渣处理系统采用“风选磨-选粉-收尘-磁选”的工艺, 在不降低金属回收率的同时, 省去了湿粉烘干的工序, 降低了燃料消耗, 具有很好的经济效益和社会效益。

摘要：分析了张浦原钢渣处理系统存在的缺点, 提出了钢渣处理系统改造方案。

200t天车电气系统改造方案 篇6

关键词：MH,数字调压调速,PLC,PID

1 系统结构

安阳钢铁集团公司第一炼轧厂有100t转炉200级天车2台, 于2003年投运, 承担转炉兑铁水和连铸上钢任务, 2部天车不能互相替代。天车采用进口的MH公司生产的MH数字调压调速系统, 系统结构如图1所示。

主回路电气配置:真空断路器1台 (2500A, 带短路、接地、过流、失压功能) ;CJ15接触器1台 (2000A) ;MH调速装置功率单元 (主起升, BH700 380V;大车, BD500 380V;小车, BD150 380V) 。

MH调速装置主要通过改变每相背对背一组可控硅的触发角度来改变电机的定子电压。电机的力矩与定子电压的平方成正比 (M∝U2) 。电机的速度是通过转子频率反馈来测定的。电机的方向转换通过外接的两个换相接触器实现。

控制部分配置:MH装置控制单元, 每部天车4套 (主起升2套, 大、小车各1套) ;PLC主站, 西门子S7-300系列 (电器室) ;PLC从站 (装在联动台内) , ET200系列;Profibus-DP网。

2 故障现象

转炉200t天车于2004年3月投运后, 随着转炉生产达产, 负荷不断增加, 2部天车设计上的不足明显地暴露出来, 常常出现天车故障, 导致转炉炼钢停产、连铸断浇, 损失巨大, 并伴随明显的安全隐患, 主要表现在:

(1) 主起升系统单电机工作, MH装置常死机, 2台电机工作严重不同步, 甚至出现装置烧毁的状况, 曾造成停产达5h之久的严重后果。

(2) 控制系统及PLC程序设计不合理, 安全保护有缺陷。

(3) 装置的控制电源相互有联系, 不独立, 设计不合理, 直接影响设备的整体运行。

(4) 接触器选型不合理, 装置对换相接触器要求较高。

(5) 盘式制动器电磁整流设计不合理。

3 改造措施

3.1 主起升单电机和死机现象的处理

主起升2个电机各有一套MH调速装置控制, 而这2套装置是孤立的, 不存在主从控制关系, 满足不了星型减速机的要求。2套MH装置共用一个继电器的2个无源辅助点。各装置由各自的电机二次转子反馈来实现闭环系统, 给定信号与反馈信号相比较, 结果送到调节器, 调节器输出送到触发器控制单元, 使之输出一定移相脉冲, 可控硅输出一定的电压, 使电动机的转速与给定值相当。然而, 2套MH装置相互独立, 不存在主从关系, 两电机的速度没有比较, 这是造成单电机和时而死机的根本原因。解决单电机工作的方法是提高闭环控制精度, 抑制各调节板的信号干扰。为此, 采取如下措施:

(1) 在中央控制电路板上增加电阻、电容等电器元件来抑制信号的突变和外界干扰;并优化控制面板和中央控制板上CPU内部程序, 使PID的积分时间缩小, 防止“过饱和”现象的发生;同时对输入给定信号和反馈测量信号进行电平移位处理, 消除供电引起的导线误差, 提高闭环调节精度。

优化后输入原理如图2所示。输入信号跨接在调节器IC的同相和反相输入端上, 给定信号Vs反相接在IC两端, Vcm1和Vcm2为共模电压信号, 这两个附加电压不会影响电路的输出, 克服了引线误差。

(2) 对于触发电源, 要求制造厂家 (南非) 增加稳压元件, 对触发信号增加滤波环节。因为晶闸管触发电平低, 又与大电流、非正弦的主电路共处一个装置中, 因此采取一系列防干扰措施。通过对触发板和控制板升级, 故障率下降明显。

(3) 装置各档位工作电源使MH装置发出±30V电压信号, 由于主起升盘与PLC柜有一定的距离, 信号易受干扰, 再加上原设计的电缆无屏蔽, 各装置所得信号不能保持一致。为此, 将PLC柜内的继电器移到主起升盘上, 缩短距离, 改换屏蔽电缆, 消除信号干扰。

(4) 装置有时由高速下降四档回低速, 电机突然接到减速指令后, 处于超同步运行状态, 电子式超速开关动作, 引起系统跳闸, 装置封锁。为了使电子式超速开关精度和电机转速相匹配, 使系统更好地运行, 在PLC程序中增加超速开关动作时间延长5ms, 以躲过超同步运行时间。

3.2 装置击穿烧毁的解决对策

(1) 装置的可控硅击穿一般都是因为电网出现瞬时高电压。高压使可控硅的触发极烧毁, 导致可控硅击穿。由于MH公司制造的触发板上的变压器不是静电屏蔽变压器, 因此, 要求厂家对触发器进行升级, 增设阻容移相滤波环节。另外, 为了使电源更好与外界隔离, 在各控制盘上分别增加一套控制电压隔离变压器, 使各MH调速装置电源分开, 既防止电压突变, 又消除多装置之间电源的相互干扰。此项改造消除了MH调压调速装置同时烧毁的现象, 保证了设备的安全运行, 中央控制板和移位触发板故障率大大降低。

(2) MH装置是通过2个接触器来实现电动机的正反转, 由于天车工作频繁, 动作较快, 易发生换相弧光短路故障。为此, 调整装置的零电流换相延迟时间, 并加装快速分断线圈, 以避免接触器拉弧, 使接触器换相时可控硅处于关断状态, 装置不会因短路而烧毁, 也延长了接触器使用寿命。MH参数修改如表1所示。

通过快速分断线圈的使用和参数的调整, 接触器的寿命由原来的3个月延长至一年, 每年转炉2个200t天车的主起升和大车机构至少可节省36个500A的换向接触器。

(3) 原设计中, 主起升4个抱闸、高速轴与低速轴抱闸在主令回零时, 同时动作, 机械冲击力较大。将高、低侧分开控制, 增加一个中间继电器, 在PLC程序中实现先后动作, 可减少对星型减速机的冲击。

3.3 盘式制动器的改造

盘式制动器是起重机起升机构上常用的一种安全制动器, 该厂选用的是法国西姆公司生产的液压盘式制动器。在使用过程中, 常常出现给打压电磁供电的整流块 (交-直) 烧坏或短路, 导致主断路器跳电, 制动器抱紧, 使天车无法工作。经分析, 原因在于西姆公司设计的整流元件在电磁阀的插头里, 整流元件容量太小, 温度高, 加上现场环境恶劣, 所以易损坏。为此, 将整流元件移到电气室, 更改线路, 并更换大容量的整流元件, 改造后故障消失, 保证了正常的安全生产。

4 改造效果

安钢一炼轧200t天车改造后各项指标达标, 参数设计更加合理, 功能更加完善, 至今未出现过因电气事故的热停, 创历史最高纪录。

参考文献

4M龙门刨床电气系统改造设计方案 篇7

本公司有一台济南第二机床厂1972年生产的B2012Q型4M龙门刨床, 其调速系统比较陈旧: (1) 工作台主运动拖动系统采用的是K-F-D调速系统, 启动电流大, 对电网容量要求高, 机械传动能耗大, 效率低 (约0.5～0.68) , 由模拟量调节参数, 温漂大。该刨床传动原理及装机容量如图1所示。 (2) 电气控制系统落后。采用继电器—接触器系统, 中间环节多, 电气元件老化严重, 故障频繁, 维护量大, 各项费用高。 (3) 工作台调速范围小、精度低。工作台减速、换向由机械式限位开关实现, 低速时速度不稳, 换向冲程大, 常出现爬行、越位等现象, 影响加工件质量。 (4) 占地面积大, 噪声高。

为了克服该设备的以上缺陷, 2008年, 我们将工作台主运动拖动K-F-D调速系统改造成了由PLC控制的直流调速系统。

1 电气改造内容

(1) 控制系统由PLC检测到各按钮、限位开关、接近开关和调速器等传来的信号, 按照一定的程序去控制各接触器及相关执行器件, 如图2所示。

(2) 直流调速系统的电气部分采用欧陆590调速装置和PLC控制。

(3) 系统功能框图如图3所示。

1) 工作台通过6个位置开关和逻辑控制可实现自动循环工作和点动, 实时精确调节速度, 并设有任意工作状态的极限行程保护。自动循环速度如图4所示。

正常加工时, 工作台要求自动往返。起始状态为避免刀具切入工件时的冲击而使工件崩裂, 工作台低速接近;刀具正常切入工件后, 立即增速, 以工作进给速度正常刨削;刀具退出工件前, 为避免刀具将工件削落, 必须先减速, 以慢速离开工件, 同时减小换向冲击;换向起始先以低速减小因机械间隙造成的碰撞冲击, 保证系统换向的柔和性, 而后以快速空载返回;由于返回速度较高, 工作台的惯性大, 为避免停车超程, 在接近原位前先减速后停车, 这样既安全、准确又易于操作。

2) 为了提高工作效率和防止刨台“脱轨”, 系统应做到过渡过程迅速, 越位小于200 mm限定值。

3) 为了保证龙门刨床各部分协调工作, 设计了一定的联锁保护。下述情况下刨台应立即停止工作:工作台超越行为极限、导轨与润滑油泵停止工作、横梁与刀架同时上下移动、电机电枢电流超限、欠励磁、回路过载短路、电机与装置超温等。

4) 垂直刀架可方便地在水平和垂直2个方向快速移动和进刀, 并能进行快速移动和自动进给的切换。

5) 左右侧刀架可在上下方快速移动和进刀, 能进行快移和自动切换。设有刀架限位保护, 防止上移时与横梁碰撞。

6) 横梁升降:该运动带动立刨头在垂直方向运动, 根据工件厚度调整刨头与工作台的距离。横梁移动只有调整状态, 没有连续工作状态。横梁夹紧与放松由液压机构控制, 并用压力继电器检测, 与横梁升降互锁, 达到横梁松开才允许升降机构动作, 横梁夹紧不允许升降的目的。升降指令发出, 机构自动按照“放松、升降、夹紧”的程序进行。自动微量回升控制:横梁下移到指定位置即停止, 延时自动接通微量回升启动回路, 完毕后自动夹紧。

2 工作台驱动方案

(1) 直流电动机直接驱动工作台传动机构, 工作台驱动框图如图5所示。

(2) 全数字直流调速装置采用欧陆590调速器, 如图6所示。

3 系统特点及故障保护功能

(1) 全数字直流调速装置功能完备、高度集成、设置灵活, 配合性能稳定可靠的PLC控制, 能完全满足各种复杂应用的要求。

(2) 本系统采用欧姆龙系统PLC, 取代继电器—接触器实现电气控制, 简化二次回路设计, 减少故障点, 增强系统稳定性。该系列PLC具有结构小巧、功能强大、编程方便等特点。

(3) 欧陆590是目前国内性价比最高的直流装置, 具有多种保护和自诊断功能, 可靠性高、动态响应快, 具有液晶显示, 与PLC配套使用共可显示上百条参数。1) 可以进行先进的PI调节, 具有完全匹配的电流环, 动态运行性能极佳, 并具有自整定功能, 可调整的PI具有积分分离功能;2) 每台装置配备一个操作平台, 可以获取和设置参数, 获取诊断信息和全部的应用程序;3) 采用LCD显示器和LED电路状态显示;4) 可实现启动、停机、控制方式 (本地、远程) 切换, 数字调速等控制;5) 工作台及各进给速度均可实现无级调速;6) 可自适应的电源频率范围为45～65 Hz, 抗干扰能力强;7) 多种电流限幅方式有效地保护了装置与电机, 提高了系统的可靠性。

(4) 在机床行业, 控制精度直接影响着加工质量和加工精度。本系统采用全数字控制方式, 控制精度高, 稳态速降静差度<1%, 稳速精度达到0.1% (编码器0.01%) 。

(5) 电机启动电流小, 调速平滑, 对电网、机械无冲击;启动转矩大, 适合于各种场合的频繁启动;制动转矩大, 故换向时越位小, 极大地提高了加工效率。

(6) 完善的故障保护功能是系统和设备及人身安全的重要保障, 配合完善的二次联锁设计可以最大限度地保证安全。该系统主要保护功能如下:1) 过压、欠压、过流、过载、短路保护;2) 直流装置供电电源频率过高、过低保护;3) 励磁回路故障保护:欠励磁、相电压、熔断器故障等;4) 电枢电源相电压故障保护;5) 电子板电源故障保护;6) I2t监控电动机超温保护、装置超温保护;7) 测速反馈装置故障;8) 晶闸管元件故障保护、触发失败保护、电枢失流保护;9) 外部故障保护:回油、冷却水、润滑、油压、油温、张力。

4 系统改造主要器件清单

系统改造主要器件清单如表1所示。

5 原控制系统与新控制系统的效果对比

原控制系统与新控制系统的效果对比如表2所示。

6 改造后节电效果及综合效益分析

刨床工作台采用全数字直流调速装置后, 电机的调速特性与刨床负载的机械特性更加贴近, 减小了装机容量, 提高了电机效率;拖动系统的简化使损耗大为减小, 节能效果显著。改造前, 装机容量为60 k W, 实际功耗约50 k W;改造后, 装机容量降为45 k W, 经实测平均功耗约20 k W。按刨床平均每天工作16 h, 每月工作26天, 电费0.6元/k W·h计算, 则每年节省电费89 856元。

7 结语

龙门刨床电气系统的改造, 既保持了原有调速系统的功能, 又提高了技术指标, 使系统的技术参数、结构、功能和性能更优化, 刨床工作更可靠。改善了系统静态、动态特性, 增强了设备加工能力。改造后, 工作台仍保持原有工作方式和曲线, 自动循环、步进、步退、刨削等与原来相同。刀架电机由异步电机改为步进电机, 因此, 自动进刀精度大幅提高, 控制机构更加简洁灵活。同时也解决了设备电气系统老化、维护费用高等问题, 具有较好的社会效益和经济效益。

摘要：通过对龙门刨床电气系统改造设计方案的介绍, 提出了采用PLC控制直流调速系统对老式龙门刨床K-F-D调速系统进行改造。这对改善系统静态、动态特性, 降低能耗, 增强设备加工能力发挥了非常重要的作用, 具有较好的社会效益和经济效益。

关键词：PLC,系统改造,设计方案

参考文献

[1]刘元丽.PLC在电气控制线路设计中的应用[J].山东煤炭科技, 2008 (6)

[2]周艳惠.电气自动化控制系统的设计[J].中国新技术新产品, 2010 (2)

矿井通风系统存在问题及改造方案 篇8

1工程概况

某矿井的设计标高为+140.3m, 井底水窝落底标高-422m, 井筒全深562.3m。回风井设计标高+140.0m, 井筒全深560m。现井下共有3个掘进巷道, 工作面最高温度达到30℃。

2通风系统存在问题

现有矿井通风系统的风库建立在井底车场, 局部通风机安装在矿井地面。通过井口安全门和原井筒敷设的风筒可将新鲜风流迅速送入井底风库, 再借助局部通风机向工作面供风。

而随着矿井开采规模迅速扩大, 矿井通风系统地热、机电设备等散热、通风量不足等问题层出不穷, 并且矿采区轨道下山需揭露并穿过己15-17突出煤层, 在井下建风库已不能满足通风要求。为确保矿井日常生产的安全, 通风系统的改造升级势在必行。

3通风系统改造方案

通过对通风系统的改造升级, 地面新鲜风流由入风井口进入矿井, 乏风从回风井抽出。在井底车场安装局部通风机向各工作面供风, 靠安装在轨道石门的正反2道风门隔断, 从而实现采区全风压通风 (图1) 。目前主副井已经贯通, 调整通风系统的必要条件已具备。通风系统改造之前, 需要对采区的需风量、摩擦阻力等进行计算, 以便确定通风系统改造的具体方案以及通风设备的选型, 以达到通风系统效果最优。

3.1局部通风机选择

3.1.1风筒的选择

结合自身施工条件, 柔性胶质风筒具有轻便、拆装搬运容易、接头少等优点, 因此风筒选用胶质柔性风筒。

3.1.2风量计算

(1) 按瓦斯或二氧化碳涌出量计算风量Q。Q=125q×K。其中, q为瓦斯 (CO2) 绝对涌出量;K为瓦斯 (CO2) 涌出不均衡备用系数。代入公式计算得Q=300m3/min。

(2) 按工作人数计算风量Q人。Q人=4N。其中N为人数。代入公式计算得Q人=120m3/min。

(3) 按一次起爆的炸药当量计算风量Q掘。Q掘=5KB/T。其中, K为CO当量/kg炸药, 岩巷取40, 煤岩巷取40~100;B为一次爆破最大炸药用量;T为通风时间, 20~40min。代入数据计算得Q掘=300m3/min。

(4) 按风速进行验算。岩巷掘进工作面的风量应满足:60×0.15S≤Q掘≤60×4S。其中, S为巷道断面。代入数据计算得, 用风地点需风量取最大值300m3/min。

3.1.3计算局部通风机需风量

Qm=PQ。其中, P为漏风系数;Q为工作面风量, 取百米漏风率:P100=2% (巷道最远距离取1300m) , 则P1300=1/[1- (H/100×P100) ]。代入数据计算得P1300=1.35;P1000=1.25。则Qm1300=405m3/min;Qm1000=375m3/min。

3.1.4计算风筒风阻Rf

Rf=6.5×ɑL/D5。代入数据进行计算得:Rf1000=24.5N·s2/m8;Rf800=82.5N·s2/m8。

3.1.5计算局部通风机所需风压h L

h L= (Rx+Rf) Qm Q。代入数据计算得:风筒直径1000mm时, h L1300=826.9Pa;h L1000=765.6Pa。风筒直径800mm时, h L1300=2784.4Pa;h L1000=2578.2Pa。

通过以上计算, 根据工程的实际情况, 结合FBD系列矿用隔爆型压入式对旋轴流局部通风机具有的结构合理、效率高、噪声低等特点, 主回风下山、运输下山选用2×45k W通风机敷设Φ1000mm的胶质风筒向工作面通风;轨道下山选用2×30k W通风机敷设800mm胶质风筒向工作面供风。

3.2临时主要通风机选择

3.2.1通风阻力测定路线

根据通风阻力测定原则, 结合矿井通风阻力分布 (表1) 具体情况, 测定矿井通风能力最困难路线为:进风井→进风轨道石门→采区轨道下山→采区轨道下山下车场联络巷→采区主回风下山→主回风石门→回风井。

根据煤层的瓦斯涌出量情况, 并参照工作面温度、人数和风速等配风标准及硐室基本配风标准, 确定采区需风量 (表2) 。ΣQ= (ΣQ掘+ΣQ硐+ΣQ备) ×K矿通。其中, ΣQ掘为掘进工作面实际需风量的总和;ΣQ硐为硐室实际需风量的总和;ΣQ备为备用工作面实际需风量的总和;K矿通为矿井通风系数, 考虑到采区为突出危险采区, K矿通取1.2。代入数据计算得ΣQ=3192m3/min。

3.2.2局部阻力的计算

由《煤炭工业设计规范》可知, 局部阻力不单独计算, 取摩擦阻力的15%作为局部阻力, 即he=hf×15%。代入数据计算得he=58.57Pa。通风阻力h=he+hf, 即h=449.06Pa。测定结果:采区通风最大阻力为449.06Pa, 该值作为主要通风机选型的依据。 (1) 主要通风机的选型。根据计算通风机必须产生的最大风量Q=61.18m3/s (对采区最大需风量考虑, 增加15%的富余量) 。 (2) 主要通风机电机选择。N=Hmax×Qmax/η。其中, N为主要通风机电机功率;Hmax为矿井需产生最大负压;Qmax为矿井需产生最大风量;η为主要通风机工作效率, 满足65%以上。代入数据计算得N=72.5k W。

3.2.3主要通风机工作方式

抽出式主要通风机使井下风流处于负压状态, 一旦主要通风机因故停止运转, 井下风流压力提高, 有可能使采空区瓦斯涌出量减少, 相对比较安全, 结合采区实际情况, 临时主要通风机的工作方式选定为抽出式。

综上分析, 临时主要通风机选用FBCDZ-6-N016型 (配备YBFe315s-6型电动机) 对旋轴流式通风机作为主要通风机, 可满足要求。

4技术创新点

4.1通风机安全正常运行得到保障

临时主要通风机安全性高、运行平稳, 一般不会发生系统故障, 避免了因局部通风机出现故障造成的次生事故。

4.2由于轨道下山需揭露并穿过己15-17突出煤层, 应有独立的通风系统, 因此, 在井下建风库将不再满足施工要求。利用全风压通风, 开掘一条辅助回风的联络巷, 使轨道下山形成独立通风。

4.3满足了井下需风量, 降低了矿井温度

原有地面局部风机通往井下的供风量已达到极限, 已不能满足多工作面同时掘进的风量要求, 制约施工进度, 影响经济效益, 不利于安全生产。利用全风压通风技术, 在地面回风井安设主要通风机, 采用抽出式通风, 满足了井下对风量的需求, 解决了井下通风不足、多工作面共同掘进受局限等难题, 同时降低了井下温度, 改善了作业环境。

4.4以往建井期间通风系统需在地面开挖风道通往井口, 井底车场需建风库、构筑通风设施等, 工程量比较大;通风系统改造后, 只需在回风井安装抽出式通风机, 在井下井底车场局部风机群前安装2道风门即可, 减少了大量施工工程。

4.5全风压通风技术具有环保节能的特点

原通风系统风量得不到合理利用, 风筒阻力、风量损耗比较严重, 同时也增加了通风费用, 风筒的维护比较困难。采用全风压通风技术之后, 无需在井筒内敷设风筒, 节省资源, 也减少了对风筒的管理与维护;节省了大量电量, 降低了噪声污染。

4.6全风压通风系统简单, 风流稳定, 抗灾能力强, 有利于通风的管理, 提高整个系统的安全性。

5结语

通过探讨矿井通风系统改造方案可知, 本工程采用全风压通风技术之后, 井下风量由原来的2200m3/min提升到3200m3/min左右, 各掘进工作面温度下降2~3℃, 轨道下山防突工作面形成独立通风系统。实践证明, 该项技术具有改善作业环境、保证通风安全和节能环保等特点, 相信在矿产行业中会有更为广泛的应用。

参考文献

[1]沈健.简述矿井通风系统优化改造措施[J].中国科技枞横, 2013 (28) .

高炉供料系统改造方案分析与研究 篇9

1. 供料系统现状及运转率计算

1.1 供料现状

3、4#高炉现共有10个地仓, 6个焦炭仓, 4个矿仓 (2个球团矿仓、2个外矿块仓) , 每个仓的容积为30m3, 由于地仓小, 地仓物料供应不足, 烧结矿与球团矿、外矿块交替加料。

1.2 530m3高炉日消耗

两座530m3高炉按照实际消耗计算, 高炉利用系数3.9t/m3, 焦比400kg/t, 矿耗:1.7, 日消耗物料情况列于表1:

A、焦炭日上料量为:2×530×3.9×0.4÷ (1-10%) ÷ (1-10%) =2041吨/天

焦炭实际上料量:160吨/小时

则焦炭系统每天有效上料时间为:2041÷160=12.8小时

B、矿日上料量为: (2343+659+629+366) *2=7993吨/天

运矿皮带实际上料量400吨/小时, 按照直供烧结矿60%

则矿系统每天有效上料时间为:7993÷400=20小时

C、C4、P4运转作业率:

结合现有设备特点, 经过多年的摸索实践, 尽量减少卸料小车对位、切换流程次数, 保证高炉料仓的高槽位, 每班次加烧结矿、球团矿、外矿块、焦炭各需3回, 则每天卸料小车需对位次数如下:

P4卸料小车每天上烧结矿对位次数=每回小车对位2次*每班上3回烧结矿*3班=小车对位18次。

P4卸料小车每天上球团矿对位次数=每回对位2次*每班上3回球团矿*3班=小车对位18次。

P4卸料小车每天上外矿块对位次数=每回对位2次*每班上3回外矿块*3班=小车对位18次。

C4每天上焦炭对位次数=每回对位3次*每班上3回焦炭*3班=27次。

P4卸料小车从3#炉到4#炉对位烧结矿每次需7分钟, 矿 (包括烧结矿、球团矿、外矿块) 每切换一次品种大约需要2分钟;焦炭从3#炉到4#炉对位大约需要7分钟, 焦炭 (包括本地焦炭和山西焦炭两种) 每切换一次品种大约需要1分钟。

C4每天需增加作业时间: (1分钟+7分钟+1分钟+7分钟+1分钟) *3次*3班=153分钟。

则C4运转作业率为: (12.8+153/60) /24*100%=64.0%。

P4每天需增加作业时间:15分钟*3次*3班+翻板2分钟*6次*3班=210分钟。

P4运转作业率为: (20+210/60) /24*100%=97.9%。

2. 高炉扩建后供料系统的能力测算

扩建后, 580 m3高炉利用系数按照4.0t/m3, 焦比:400kg/t, 矿耗:1.7, 日消耗物料情况列于表2:

按原上料能力计算, 供料系统运转作业率计算

A、焦炭日上料量为:2×580×4.0×0.4÷ (1-10%) ÷ (1-10%) =2291吨/天

则焦炭系统上料时间为:2291÷160t/h=14.3h

B、矿日上料量为: (2629+740+706+411) *2=8972吨/天

则矿系统有效上料时间为:8972÷400=

22.43h焦炭系统运转作业率为: (14.3+153/60) /24*100%=70.2%

矿系统运转作业率为: (22.43+210/60) /24*100%=108%

显然, 原有的矿系统无法满足生产需求, 需要改造。

3. 供料系统改造方案

原供料系统矿系统运转率较高, 所有的设备事故都必须抢修, 所以改造后将矿系统的运转率降到90%左右, 给日常设备维修创造条件。

3.1 方案一:皮带加宽

将矿皮带加宽至1米, 上料能力由400t/h可提高到500t/h, 矿系统有效上料时间为:8972÷500=17.94h

矿系统运转作业率为: (17.94+210/60) /24*100%=89.3%

通过上述计算, 可以满足生产需求, 需要改造的设备有:所有托辊架子、电机、减速机、滚筒、溜槽和卸料小车全部需要更换。

3.2 方案二:提速方案

现所有皮带带速均为1.6m/s, 如果将矿系统作业率降到90%, 需将皮带带速提至:22.43/ (24*0.9-210/60) *1.6=2m/s

需要改造的设备有:矿系统电机、减速机、溜槽需要全部更换。

3.3 方案三:料仓重新布局, 对杂矿仓进行改造

3.3.1 改造方案

原来的四个球团矿仓拿出两个装烧结矿, 使得烧结矿仓由6个增加为8个。相应的对现杂1、杂4仓进行改造, 提高下料口高度, 安装振动给料机及振动筛, 另外焦炭系统的电机、减速机需全部更换。

3.3.2 方案三可行性论证

A、焦炭日上料量为:2×580×4.0×0.4÷ (1-10%) ÷ (1-10%) =2291吨/天

则焦炭系统上料时间为:2291÷160t/h+705.8*2÷400 t/h=17.8h

B、矿日上料量为: (2629+740+411) *2=7560吨/天

矿系统实际上料能力为400吨/小时, 按照直供烧结矿60%

矿系统有效上料时间为:7560÷400=18.9小时

按原加料方法不变, 但由于杂矿仓改成了球团矿仓, 涉及到焦炭和球团矿切换品种需要2分钟;焦炭本身 (包括本地焦炭和山西焦炭两种) 每切换一次品种大约需要1分钟;3、4#炉对位需要4分钟, 系统运转作业率为:

C4每天需增加作业时间:16分钟*3次*3班=144分钟。

故C4运转作业率为: (144/60+17.8) /24=84.2%。

P4每天需增加作业时间:16分钟*3次*3班+4分钟 (直供、落地切换需4分钟) *3次*3班=180分钟。

P4运转作业率为: (180/60+18.9) /24*100%=91.3%。

通过以上论证, C4、P4均可以满足生产需求, 需改造的设备:杂1、杂4仓进行改造, 提高下料口高度, 安装振动给料机及振动筛, 另外焦炭系统的电机、减速机需全部更换。

由表3、表4通过计算可以得出增加2个烧结矿仓, 如果矿系统出现故障, 烧结矿用料可由原来的3.7小时增加到5.2小时。

综合上述三种改造方案的利弊, 结合实际生产需要, 并以节约资金为前提, 方案三为最佳方案

参考文献