濟(jì)鋼1 750 m3高爐爐役后期爐缸侵蝕分析及對(duì)策

張雷忠，張國(guó)營(yíng)，楚強(qiáng)，王聰，王洪瑞

（山鋼股份濟(jì)南分公司煉鐵廠，山東濟(jì)南 250101）

生產(chǎn)技術(shù)

濟(jì)鋼1 750 m3高爐爐役后期爐缸侵蝕分析及對(duì)策

張雷忠，張國(guó)營(yíng)，楚強(qiáng)，王聰，王洪瑞

（山鋼股份濟(jì)南分公司煉鐵廠，山東濟(jì)南 250101）

爐役后期的護(hù)爐生產(chǎn)實(shí)踐以及爐缸侵蝕模型表明，濟(jì)鋼2#1 750 m3高爐爐缸側(cè)壁呈現(xiàn)為較大蘑菇型侵蝕。分析認(rèn)為爐缸侵蝕的主要原因是鐵水環(huán)流的影響以及爐缸局部熱流強(qiáng)度過高；另外，90°的鐵口夾角布置以及長(zhǎng)期頻繁使用洗爐劑也加劇了爐缸的侵蝕。通過改進(jìn)灌漿操作，開發(fā)局部強(qiáng)化冷卻技術(shù)，提高了爐缸的冷卻效果。同時(shí)優(yōu)化操作制度，有效減緩了磚襯的侵蝕，保證了爐役后期爐缸工作本質(zhì)安全。

高爐；爐役后期；爐缸侵蝕；護(hù)爐

1 高爐概況

濟(jì)鋼2#1 750 m3高爐于2005年4月1日點(diǎn)火投產(chǎn)，設(shè)置24個(gè)風(fēng)口，兩個(gè)鐵口。鐵口夾角因場(chǎng)地限制設(shè)置為90°。爐缸爐底采用進(jìn)口炭塊+陶瓷砌體復(fù)合爐襯結(jié)合水冷炭磚薄爐底結(jié)構(gòu)。爐缸爐底共砌筑13層炭磚，其中爐底滿鋪6層，爐缸環(huán)側(cè)7層，爐底最下部平砌2層600mm高的高導(dǎo)熱石墨炭磚，爐底中心（在石墨炭磚上）立砌1層800mm高的微孔炭磚，再上砌兩層400mm高的陶瓷杯。爐缸四周側(cè)壁外側(cè)3～13層為微孔炭磚，爐缸側(cè)壁內(nèi)側(cè)7～13層為陶瓷杯砌體。生產(chǎn)期間分別于2006年11月和2008年3月進(jìn)行了兩次項(xiàng)修，對(duì)風(fēng)口區(qū)磚襯進(jìn)行了局部更換。整體更換了8段冷卻壁，將4段冷卻壁換為鐵銅復(fù)合式。從2008年開始，高爐爐缸側(cè)壁溫度先后出現(xiàn)異常升高的現(xiàn)象。2008年5月，高爐爐缸爐底交接處8.095 m G1點(diǎn)（5～6號(hào)風(fēng)口方位）、E1點(diǎn)（1號(hào)鐵口方位）、D1點(diǎn)（21號(hào)風(fēng)口方位）、C1點(diǎn)（2號(hào)鐵口方位）溫度分別上升至980、950、800、700℃，達(dá)到歷史最高水平，爐缸處于不安全生產(chǎn)狀態(tài)。通過采取綜合技術(shù)及管理措施，2012年以來基本控制住了爐缸溫度快速升高的趨勢(shì)，爐缸各點(diǎn)溫度均從最高點(diǎn)回落，爐缸側(cè)壁溫度最高點(diǎn)基本維持在500℃以下，證明了目前的綜合護(hù)爐措施是有效的。

2 侵蝕模型計(jì)算

由于高爐爐缸側(cè)壁溫度異常偏高，為了精準(zhǔn)地計(jì)算出高溫點(diǎn)部位實(shí)際殘留厚度，為制定護(hù)爐措施提供指導(dǎo)，2012年4月依歷史最高溫度計(jì)算爐缸側(cè)壁（5～8號(hào)風(fēng)口方位）的侵蝕情況。經(jīng)計(jì)算，5～8號(hào)風(fēng)口方位軸截面溫度場(chǎng)和侵蝕情況見圖1、圖2。

圖1 高爐5～8號(hào)風(fēng)口方位軸截面溫度場(chǎng)

圖2 高爐5～8號(hào)風(fēng)口方位軸截面內(nèi)襯侵蝕情況

模型圖表明，爐缸內(nèi)襯軸截面侵蝕形貌爐底為淺鍋底型侵蝕，爐底內(nèi)襯剩余厚度2 040mm，侵蝕線位于第2層陶瓷磚中；第2段冷卻壁中部最小剩余厚度為710mm?；九袛啵籂t底內(nèi)襯剩余厚度大，安全；爐缸側(cè)壁第2段冷卻壁中部為較大蘑菇型侵蝕，是相對(duì)危險(xiǎn)區(qū)域，炭磚最小剩余厚度為710mm。這個(gè)厚度已經(jīng)接近行業(yè)內(nèi)規(guī)定的安全厚度（600mm），侵蝕情況非常嚴(yán)重。綜合起來，爐缸屬中期偏后狀態(tài)。

3 爐缸侵蝕原因分析

3.1 鐵水環(huán)流的影響

高爐爐缸內(nèi)鐵水流動(dòng)實(shí)驗(yàn)和數(shù)學(xué)模型研究表明爐底層鐵水主要以紊流方式流動(dòng)，流速較低，而沿爐墻側(cè)壁和爐心焦炭周邊流動(dòng)的鐵水主要以層流方式流動(dòng)，流速很快。鐵水的密度和環(huán)流強(qiáng)度在鐵口出鐵時(shí)顯著增大，因此鐵口區(qū)域鐵水高速機(jī)械環(huán)流沖刷是造成該區(qū)域溫度較高和異常侵蝕的主要原因［1］。另外對(duì)于爐缸死鐵層較淺和鐵口夾角較小的高爐，當(dāng)死料柱透氣性和透液性顯著下降時(shí)，滴落帶下落的鐵水難以穿過中心焦柱而大量流向爐缸周邊，必然加重爐缸側(cè)壁熱流負(fù)荷，側(cè)壁炭磚受到渣鐵強(qiáng)烈沖刷而發(fā)生侵蝕。濟(jì)鋼2#1 750 m3高爐自2008年以來，因大量使用低品質(zhì)料冶煉，渣比升高，渣鐵流動(dòng)性差，造成高爐實(shí)際風(fēng)速和鼓風(fēng)動(dòng)能大幅降低，爐缸很難維持一個(gè)比較活躍的狀態(tài)，直接導(dǎo)致爐缸鐵水環(huán)流加劇，使?fàn)t缸侵蝕加重。

3.2 特殊的鐵口夾角

造成高爐鐵水環(huán)流劇烈的另外一個(gè)重要因素是因場(chǎng)地狹小限制，高爐鐵口布局設(shè)計(jì)存在嚴(yán)重問題，兩個(gè)鐵口呈90°夾角布置，給爐缸維護(hù)和操作帶來難度。出鐵場(chǎng)平面布置如圖3所示。

圖3 濟(jì)鋼2#1 750 m3高爐出鐵場(chǎng)平面布置

這種鐵口布局使得爐缸工作自然失衡，沿環(huán)流方向接近鐵口部位的侵蝕要遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出其他部位侵蝕速度，造成爐缸自然偏行不斷加劇，局部侵蝕越來越嚴(yán)重。

3.3 爐缸局部熱流強(qiáng)度過高

雖然近年來爐缸耐火材料質(zhì)量得到大幅度提升，但是如果冷卻強(qiáng)度不夠，不能及時(shí)將爐內(nèi)熱量傳出，爐缸內(nèi)磚襯將直接受渣鐵侵蝕，損壞速度將大幅度提高，所以現(xiàn)代高爐長(zhǎng)壽技術(shù)重要部分還是在如何發(fā)揮冷卻設(shè)備的冷卻能力上，性能良好耐火材料及砌筑質(zhì)量搭配合理的冷卻強(qiáng)度將大幅度提高爐缸使用壽命［2］。

冷卻強(qiáng)度選擇與爐缸承受的熱流密度是緊密相連，現(xiàn)場(chǎng)熱流密度的計(jì)算公式為：

式中：λ為耐火材料的導(dǎo)熱系數(shù)；δ為相鄰兩個(gè)測(cè)溫點(diǎn)之間的距離；△t為相鄰兩個(gè)測(cè)溫點(diǎn)之間的溫差。

以高爐2009年3月侵蝕最嚴(yán)重時(shí)候的數(shù)據(jù)為例，計(jì)算可知爐缸熱流密度為64 MJ/（m2·h），而相同標(biāo)高侵蝕不嚴(yán)重部位測(cè)溫點(diǎn)數(shù)值計(jì)算可知爐缸熱流密度約為17 MJ/（m2·h），這充分說明熱流密度在爐缸周向分布嚴(yán)重不均勻。目前國(guó)內(nèi)高爐冷卻壁水流速度一般控制在1.5～2.5 m/s，濟(jì)鋼2#1 750 m3高爐爐缸鑄鐵冷卻壁單管流量在25 m3/h左右，水管水流速度為1.91 m/s。盡管流速符合基本設(shè)計(jì)要求，但是因?yàn)橹芟蛩兴艿乃髁亢土魉偈窍嗤?，并沒有考慮周向熱流密度分布不均勻的問題，冷卻強(qiáng)度是相同的。冷卻系統(tǒng)周向均勻布置與爐缸局部熱流強(qiáng)度過高的現(xiàn)實(shí)不相適應(yīng)，需要采取技術(shù)措施來彌補(bǔ)。

3.4 長(zhǎng)期頻繁使用洗爐劑

1750m3高爐為濟(jì)鋼第1代大型高爐，由于對(duì)第1代大型高爐冶煉操作技術(shù)規(guī)律還沒有完全掌握，自開爐以來經(jīng)常出現(xiàn)爐況波動(dòng)，有時(shí)甚至接近1個(gè)月爐況不順。因爐況不穩(wěn)定休慢風(fēng)率高，反過來又影響到爐缸的活躍，被迫經(jīng)常使用螢石、錳礦等洗爐劑洗爐缸，最高時(shí)全年平均噸鐵使用量達(dá)到26 kg。這些洗爐劑的大量使用進(jìn)一步加劇了爐缸耐材的侵蝕。

4 綜合應(yīng)對(duì)治理方案

根據(jù)高爐爐缸側(cè)壁溫度急劇上升原因，堅(jiān)持“順行為基礎(chǔ)，爐缸為核心，風(fēng)量為生命線”的大型高爐先進(jìn)操作理念不動(dòng)搖，堅(jiān)持“以內(nèi)養(yǎng)外，內(nèi)外兼治”高爐長(zhǎng)壽管理思路，先后改進(jìn)灌漿技術(shù)、高爐局部強(qiáng)化冷卻等“外治”措施和“活躍爐缸中心，減少環(huán)流”為核心的高爐操作“內(nèi)養(yǎng)”措施，并采取定期的高爐自身排堿技術(shù)，以保護(hù)爐缸，減緩鐵水對(duì)爐缸、爐底沖刷速度，降低爐缸側(cè)壁溫度，確保安全、長(zhǎng)壽、穩(wěn)定、高效生產(chǎn)。

4.1 改進(jìn)灌漿技術(shù)

通過分析高爐爐缸的幾次異常侵蝕，可以認(rèn)為爐缸磚襯與爐殼之間填充層氣隙過高是高爐爐缸侵蝕的一個(gè)重要原因，所以首先要解決導(dǎo)熱問題。濟(jì)鋼原有爐缸灌漿技術(shù)一直是利用休風(fēng)的機(jī)會(huì)在鐵口爐缸區(qū)域進(jìn)行，通過灌漿，在近120mm寬填充層加入與炭磚基本同材質(zhì)碳膠，保證導(dǎo)熱系數(shù)。2012年以來，從灌漿位置選擇、灌漿壓力控制、漿料配比以及灌漿過程控制都進(jìn)行了改進(jìn)，提高了灌漿效果。

4.2 開發(fā)應(yīng)用局部強(qiáng)化冷卻技術(shù)

2012年，在原設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上進(jìn)行了技術(shù)改進(jìn)，高爐軟水由動(dòng)力泵房送至高爐本體后，分成兩路供水，其中約3 040 m3/h的軟水用來冷卻爐體冷卻壁直冷管，另外600 m3/h的軟水冷卻爐底以及冷卻壁蛇形管系統(tǒng)，將冷卻爐底以及蛇形冷卻管系統(tǒng)的回水通過加壓泵提升壓力后循環(huán)利用，用于冷卻爐體冷卻壁直冷管系統(tǒng)，將爐體冷卻壁直冷管的軟水流量增加到4 000 m3/h，且在爐底以及蛇形冷卻管系統(tǒng)的回水上增加加壓泵提壓后，也可相應(yīng)提高爐底以及蛇形冷卻管系統(tǒng)的流量和循環(huán)冷卻效果。通過水系統(tǒng)改造以后，冷卻壁單根水管流量由原來的26 m3/h提高到40 m3/h。另一項(xiàng)措施是改造高溫部位冷卻壁支管，局部加壓冷卻，有效降低局部區(qū)域熱流強(qiáng)度。

4.3 優(yōu)化調(diào)整操作制度

1）優(yōu)化生產(chǎn)保障條件。控制穩(wěn)定合適的爐料結(jié)構(gòu)，使用輔料降低爐料結(jié)構(gòu)變化幅度，保持較好且穩(wěn)定的焦炭和噴吹煤粉質(zhì)量。

2）控制適宜全壓差，為釋放風(fēng)量創(chuàng)造條件。高頂壓有利于高爐強(qiáng)化冶煉，一旦原燃料劣化對(duì)爐缸造成嚴(yán)重影響時(shí)，過高的頂壓不利于高爐釋放風(fēng)量、活躍爐缸，甚至出現(xiàn)中心不暢，為此將爐頂壓力適度降低，使中心氣流更為流暢，以改善料柱透氣性，促進(jìn)爐況順行穩(wěn)定，為逐步提高風(fēng)量創(chuàng)造條件。高爐頂壓正常保持200 kPa左右，全壓差控制在165 kPa以內(nèi)，透氣性指數(shù)基本在21 m3/（kPa·min）以上。

3）合理配置送風(fēng)參數(shù)，追求初始?xì)饬骱侠硇浴Ｏ虏空{(diào)劑是煤氣流控制基礎(chǔ)，風(fēng)口回旋區(qū)是煤氣流分布的起點(diǎn)，對(duì)氣流2、3次分布起主導(dǎo)作用。合理的風(fēng)口參數(shù)調(diào)整對(duì)煤氣流的分布顯得非常重要。根據(jù)特殊的鐵口夾角在兩個(gè)鐵口上方配置兩個(gè)直徑110mm風(fēng)口；整體風(fēng)口長(zhǎng)度加長(zhǎng)到600mm，整體風(fēng)口面積向0.268 m2發(fā)展，通過風(fēng)口布局的調(diào)整達(dá)到提升風(fēng)量和動(dòng)能活躍中心氣流的目的。

4）合理控制熱制度及造渣制度，持之以恒強(qiáng)化護(hù)爐效果。根據(jù)護(hù)爐需要，爐溫控制在0.4%～0.55%，爐渣堿度控制在1.15～1.2，配加釩鈦礦或釩鈦球，保持鐵水中［Ti］為0.10%～0.15%，達(dá)到持續(xù)護(hù)爐效果。在側(cè)壁溫度處于下降趨勢(shì)以后，繼續(xù)堅(jiān)持釩鈦礦護(hù)爐，不能因溫度下降就停止護(hù)爐而導(dǎo)致溫度反彈，造成護(hù)爐效果失效。

5）開發(fā)應(yīng)用爐缸、爐底侵蝕模型。為了監(jiān)控爐缸、爐底侵蝕狀況和爐缸工作狀態(tài)，使用一兩點(diǎn)法和有限元法相結(jié)合，開發(fā)了高爐爐缸、爐底侵蝕在線檢測(cè)模型。通過在線侵蝕模型的應(yīng)用可以檢測(cè)爐缸、爐底等溫線分布，記錄爐缸、爐底歷史最大侵蝕邊界位置（耐火材料的殘存厚度），比較1 150℃凝固線位置與殘存厚度間距大小，實(shí)時(shí)掌握爐缸側(cè)壁最薄處殘存厚度，為及時(shí)調(diào)整護(hù)爐制度提供參考依據(jù)。

5 綜合治理效果

綜合治理技術(shù)的實(shí)施，有效消除了爐缸耐材間氣隙，提高其導(dǎo)熱性，再配合局部強(qiáng)化冷卻，大大提高了爐缸冷卻系統(tǒng)的冷卻效果，減緩了爐缸磚襯的侵蝕，高爐爐缸側(cè)壁高點(diǎn)溫度出現(xiàn)明顯下降（如圖4所示）。

圖4 2011年以來爐缸側(cè)壁最高點(diǎn)溫度變化趨勢(shì)

爐缸側(cè)壁最高點(diǎn)基本控制在目標(biāo)范圍內(nèi)，低于歷史最高溫度，未出現(xiàn)大幅度反彈，為爐缸安全生產(chǎn)提供了保障。爐役后期的爐缸特護(hù)是一個(gè)系統(tǒng)工程，必須通過爐內(nèi)爐外兩個(gè)方面做工作，制定合理的護(hù)爐制度才能在取得護(hù)爐效果的前提下保持爐況的穩(wěn)定，防止因不合理的護(hù)爐制度影響爐況的穩(wěn)定。在達(dá)到護(hù)爐效果后應(yīng)繼續(xù)執(zhí)行護(hù)爐制度，達(dá)到溫度不反彈的護(hù)爐效果。

［1］項(xiàng)鐘庸.國(guó)外高爐爐缸長(zhǎng)壽技術(shù)述評(píng)［J］.煉鐵，2013（5）：56-62.

［2］周傳典.高爐煉鐵生產(chǎn)技術(shù)手冊(cè)［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，2002.

Hearth Erosion Analysisand Countermeasuresof J inan Steel’s1750m3BF in theLater Stageof Campaign

ZHANG Leizhong,ZHANG Guoying,CHU Qiang,WANG Cong，WANG Hongrui
（The Ironmaking Plant of Jinan Branch Company of Shandong Iron and Steel Co.,Ltd.,Jinan 250101,China）

Furnace protection practice of Jinan Steel’s No.2 1 750 m3BF in the later stage of campaign and the hearth erosion model showed that the hearth sidewall erosion was presented large mushroom.The analysis considered that the main reasons of the hearth erosion were the influences of hot metal circulation and high heat flux in the local;In addition,iron notch arrangement with 90° angle and long-term frequent use of cleaning agent exacerbated the hearth erosion.By improving grouting operation and developing local strengthening cooling technology,the cooling effect of the hearth was enhanced.At the same time,by optimizing operation system,the brick lining erosion was mitigated.Therefore,the hearth work safety in the later stage of campaign was ensured.

blast furnace;later stage of campaign;hearth erosion;furnace protection

TF573+.1

B

1004-4620（2014）04-0007-03

2014-03-10

張雷忠，男，1973年生，1994年畢業(yè)于武漢冶金科技大學(xué)鋼鐵冶金專業(yè)?，F(xiàn)為濟(jì)鋼煉鐵廠2#高爐車間副主任，工程師，從事煉鐵工藝操作管理工作。