鞍鋼3號3200 m3高爐送風參數統(tǒng)計分析

姜喆 ，韓曉東 ，曾宇 ，姚碩 ，車玉滿 ，郭天永 ，李建軍

（1.鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009；2.鞍鋼集團有限公司科技發(fā)展部，遼寧 鞍山 114009；3.鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠，遼寧 鞍山 114021）

合理的煤氣流分布是高爐穩(wěn)定、順行、高產和低耗的基礎。高爐煤氣流的初始分布主要取決于風量、風壓、風口面積和濕度等參數的匹配是否合理，由此確定鼓風動能、風速和爐腹煤氣量三個重要參數。特別是對于3000 m級以上的大型化高爐，由于高爐爐缸直徑大，不易吹透中心，需要足夠的風速和鼓風動能，以確保爐缸活性；同時也需保證合理的爐腹煤氣量，以達到高爐強化的目的。由此，合理的送風參數是貫徹鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠（以下簡稱“鞍鋼本部”）“安全長壽、指標優(yōu)化、穩(wěn)定順行”的重要技術保障。本文統(tǒng)計分析了鞍鋼本部3號高爐（3200 m）的生產數據，并得出了合理的送風參數范圍。

1 鞍鋼本部3號高爐送風參數統(tǒng)計分析

1.1 適宜風速與鼓風動能

風速與鼓風動能是高爐生產過程中的主要調劑參數。將高爐風速和鼓風動能控制在適宜的范圍，可以保證高爐的風口回旋區(qū)深度與高爐爐缸直徑、原燃料條件和高爐冶煉制度相匹配，從而保證高爐煤氣流的初始分布合理，最終達到高爐高產低耗的目的。

筆者統(tǒng)計了2015～2018年3號高爐實際風速和鼓風動能參數與燃料消耗的關系。3號高爐實際風速與燃料比、焦比的關系分別如圖1、圖2所示，3號高爐鼓風動能與燃料比、焦比的關系分別如圖3、圖4所示。可以看出，鞍鋼本部3號高爐風速和鼓風動能范圍適宜，即實際風速和鼓風動能分別控制在290 m/s以上和200 kJ/s以上時燃料比最低，而實際風速和鼓風動能分別控制在275～300 m/s和150～175 kJ/s范圍內時焦比最低。由于市場焦炭價格約為噴吹煤粉價格的2倍，3號高爐的風速和鼓風動能應分別控制在275～300 m/s和150～175 kJ/s范圍。與國內外3000 m以上高爐指標（最佳風速 250～260 m/s，鼓風動能 120～130 kJ/s）相比，鞍鋼本部3號高爐的最佳風速和鼓風動能偏大，這是由于2014年鞍鋼本部2座7 m焦爐投產后，逐步提高了高爐所用焦炭冶金性能，CRI和CSR指標顯著提高，分別達到24%以下和62%以上，隨著焦炭冶金性能轉好，高爐有了接受高風速和高鼓風動能的條件，因此鞍鋼本部3號高爐的風速和鼓風動能超過同類型高爐，接近4000 m以上高爐水平。

圖1 3號高爐實際風速與燃料比的關系Fig.1 Relationship between Actual Blast Velocity and Fuel Ratio of No.3 BF

圖2 3號高爐實際風速與焦比的關系Fig.2 Relationship between Actual Blast Velocity and Coke Ratio of No.3 BF

圖3 3號高爐鼓風動能與燃料比的關系Fig.3 Relationship between Blast Kinetic Energy and Fuel Ratio of No.3 BF

圖4 3號高爐鼓風動能與焦比的關系Fig.4 Relationship between Blast Kinetic Energy and Coke Ratio of No.3 BF

1.2 適宜風量比

高爐爐腹煤氣量是風口前燃料燃燒后單位時間內生成的煤氣量，是衡量高爐強化的重要參數。每座高爐都有與其自身料柱透氣性相匹配的最大爐腹煤氣量，料柱透氣性越好，單位時間內允許通過的煤氣量也就越大，越有利于高爐進一步強化提產。若爐腹煤氣量達到最大后繼續(xù)強化高爐，單位時間內產生煤氣量超過高爐料柱透氣性允許的穿透煤氣能力，則易造成懸料和管道，從而引起產量和消耗指標的惡化。

爐腹煤氣量計算公式如下：

由式（1）可知，爐腹煤氣量與鼓風量成正比，當濕度、噴煤量和富氧條件一定時，風量是影響爐腹煤氣量的最大且最直接因素，增加風量可直接增加爐腹煤氣量。因此，與爐腹煤氣量一樣，每個高爐都有一個相適應的風量范圍。3號高爐風量與風壓的關系如圖5所示，可以看出，當高爐鼓風量超出高爐所能接受的范圍時，鼓風量增加會引起壓差的提高，從而降低了高爐透氣性。

圖5 3號高爐風量與風壓的關系Fig.5 Relationship between Blowing Rate and Blast Pressure of No.3 BF

為了確定3號高爐適宜的送風量，此處使用了風量比的概念，風量比是高爐單位容積的風量。高爐只有將風量比控制在合理范圍，才能合理控制爐腹煤氣量和風口回旋區(qū)大小，實現高爐的穩(wěn)定順行和指標的優(yōu)化。國內外3000～5000 m高爐風量比一般處于1.4～1.6之間。統(tǒng)計3號高爐風量比與燃料比的對應關系，如圖6所示。

圖6 3號高爐風量比與燃料比的關系Fig.6 Relationship between Blowing Rate and Fuel Ratio of No.3 BF

由圖6可以看出，當風量比控制在1.7～1.9范圍時，高爐的燃料比最低，燃料比可長時間保持在510 kg/t以下，此時對應的風量控制范圍為5 440～6 080 m/min，這與鞍鋼高爐上部采用中心加焦的布料制度有關，3號高爐中心焦炭比例長期在30%以上，高爐中心有足夠的透氣性，可以保證大風量比高爐操作而不會使壓差迅速增加。從圖5中可以看出，當風量比超過1.7后，即風量超過5 440 m/min后，高爐壓差隨著風量的增加而緩慢增加。

確定高爐適宜的風量比，必須與高爐的風速和鼓風動能結合討論，分別統(tǒng)計高爐風量比與實際風速、鼓風動能的關系，如圖7、圖8所示?？梢钥闯?，當風量比控制在1.7～1.9范圍時，對應的風速和鼓風動能范圍分別為275～300 m/s和150～175 kJ/s，與1.1中分析得出的3號高爐適宜的風速和鼓風動能范圍一致，證明3號高爐適宜風量比為 1.7～1.9，對應風量為 5 440～6 080 m/min。

圖7 3號高爐風量比與實際風速的關系Fig.7 Relationship between Blowing Rate and Actual Blast Velocity of No.3 BF

圖8 3號高爐風量比與鼓風動能的關系Fig.8 Relationship between Blowing Rate and Blast Kinetic Energy of No.3 BF

1.3 適宜爐腹煤氣量

當高爐爐腹煤氣量已達到極限時，應從降低噸鐵消耗風量和噸鐵煤氣量入手繼續(xù)強化高爐，否則繼續(xù)增加爐腹煤氣量容易在軟熔帶以下部位產生液泛現象和在塊狀帶產生流態(tài)化現象。統(tǒng)計3號高爐風量與爐腹煤氣量的關系，如圖9所示，可以看出，當控制高爐最優(yōu)風量比為1.7～1.9時，對應的爐腹煤氣量為7 200～8 100 m/min。統(tǒng)計3號高爐燃料比與爐腹煤氣量的關系，如圖10所示，可以看出，當控制爐腹煤氣量為7 200～8 100 m/min時，燃料消耗也最低，此時對應的爐腹煤氣量指數范圍為 59.6～67.1 m/min，與寶鋼 3 號高爐接近，進一步證明3號高爐最佳風量比和爐腹煤氣量應分別為 1.7～1.9 和 7 200～8 100 m/min。

圖9 3號高爐風量比與爐腹煤氣量的關系Fig.9 Relationship between Blowing Rate and Gas Volume in Bosh of No.3 BF

圖10 3號高爐爐腹煤氣量與燃料比的關系Fig.10 Relationship between Gas Volume in Bosh and Fuel Ratio of No.3 BF

1.4 爐腹煤氣量對透氣性的影響

高爐允許的最大爐腹煤氣量與高爐內的透氣性有關，當高爐透氣性好時，高爐可以繼續(xù)增加風量進行強化。項忠庸等用爐內透氣阻力系數評價高爐的透氣性，

式中，P為熱風壓力，kPa；P為爐頂壓力，kPa。K值是一種涉及了風壓、頂壓與爐腹煤氣量的綜合評價系數。很顯然，相比壓差和透氣性指數，用高爐的阻力系數評價高爐的透氣性更加合理。在高爐冶煉過程中應盡量保證K值穩(wěn)定，若K值增加，表明高爐透氣性變差，可能導致難行或懸料；若K值短時間內降低或波動大，說明高爐有可能出現了管道或吹料。

統(tǒng)計3號高爐爐腹煤氣量與K值的關系，如圖11所示，可以看出，K值隨爐腹煤氣量的增加而降低，此現象說明提高高爐透氣性不應降低風量，而應該采取改善爐料的粒度和冶金性能、上下部調劑、軟熔帶分布和優(yōu)化爐型等方法。當最佳爐腹煤氣量為7 200～8 100 m/s時，對應的K值范圍為 2.9～3.4。

圖11 3號高爐爐腹煤氣量與K值的關系Fig.11 Relationship between Gas Volume in Bosh and Permeability K Value of No.3 BF

分別統(tǒng)計3號高爐K值與燃料比、產量的關系，如圖12、圖13所示，可以看出，當K值控制在2.9～3.4之間時，燃料比低，日產量也能維持在較高水平，因此3號高爐的K值應該控制在2.9～3.4之間。

圖12 3號高爐K值與燃料比的關系Fig.12 Relationship between Permeability K Value and Fuel Ratio of No.3 BF

圖13 3號高爐K值與平均日產量的關系Fig.13 Relationship between Permeability K Value and Daily Average Output of No.3 BF

2 實施效果

2018年8月之前，為了提高高爐利用系數，鞍鋼本部3號高爐逐步提高送風量，處于大風量、高風量比操作狀態(tài)，風量比最高達到2.0以上，高爐開始出現壓差增加，透氣性變差現象。為改善高爐順行情況，從2018年9月開始，逐步降低高爐送風量。

3號高爐風量、實際風速、鼓風動能和爐腹煤氣量的變化情況如圖14所示，3號高爐燃料比變化趨勢如圖15所示，3號高爐平均日產量變化趨勢如圖16所示。

圖14 3號高爐風量、實際風速、鼓風動能和爐腹煤氣量的變化情況Fig.14 Situation of Changes on Blowing Rate，Actual Blast Velocity，Blast Kinetic Energy and Gas Volume in Bosh of No.3 BF

圖15 3號高爐燃料比變化趨勢Fig.15 Variation Tendency for Fuel Ratio of No.3 BF

圖16 3號高爐平均日產量變化趨勢Fig.16 Variation Tendency for Daily Average Output of No.3 BF

由圖14、15和16可見，從2018年9月初至2018年12月末，3號高爐風量由6 200～6 600 m/t降到了 5 400～5 600 m/t，實際風速由 350～370 m/s降低到了300～320 m/s，鼓風動能由260～300 kJ/s降低了160～180 kJ/s范圍內，爐腹煤氣量和爐腹煤氣量指數分別降低到7 500 m/min和62.1 m/min，燃料比下降趨勢明顯，而高爐日平均產量并沒有明顯下降趨勢。進一步證明高爐強化應考慮高爐所允許的爐腹煤氣量上限，不能無限制的提高風量比來提高高爐利用系數，在高爐爐腹煤氣量達到上限后，應從提高爐料透氣性和降低噸鐵煤氣量的角度提高產量，否則會引起相反效果。

3 結論

（1）通過統(tǒng)計風速、鼓風動能和風量比與燃料消耗的關系，得出3號高爐最合理的送風參數范圍：風速為 275～300 m/s，鼓風動能為 150～175 kJ/s，風量比為 1.7～1.9。

（2）通過統(tǒng)計爐腹煤氣量和爐腹煤氣量指數與燃料消耗的關系，得出3號高爐的合理爐腹煤氣量和爐腹煤氣量指數控制范圍分別為7 200～8 100 m/min和59.6～67.1 m/s。若高爐爐腹煤氣量達到上限后仍繼續(xù)高爐強化，不能再提高爐腹煤氣量，否則將會引起高爐液泛現象，導致高爐經濟指標惡化，而應采取降低噸鐵消耗風量或噸鐵產生煤氣量等方法。

（3）通過統(tǒng)計爐腹煤氣量與爐內透氣阻力系數K值的關系，得出3號高爐K值合理控制范圍為2.4～2.9，此時燃料消耗最低，平均日產量仍處于較高水平。