國(guó)內(nèi)某大型高爐爐缸異常侵蝕分析

張興勝 遲臣煥 何志軍

(1.鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究院本鋼技術(shù)中心，2.遼寧科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院)

隨著煉鐵技術(shù)的快速發(fā)展，高爐大型化已成為當(dāng)前主流方向，大型高爐具有噸鐵投資低、能耗低、勞動(dòng)生產(chǎn)率高和環(huán)保效益高等優(yōu)點(diǎn)[1-5]。爐缸運(yùn)行狀態(tài)已經(jīng)成為發(fā)揮大型高爐高效、低耗優(yōu)勢(shì)的限制性環(huán)節(jié)，影響大型高爐爐缸長(zhǎng)壽的因素很多，除設(shè)計(jì)、耐材質(zhì)量和砌筑質(zhì)量外，高爐生產(chǎn)過程中的原燃料條件、爐缸冷卻制度及操作制度等對(duì)爐缸長(zhǎng)壽的影響亦不容忽視[6-10]。

1 國(guó)內(nèi)某高爐結(jié)構(gòu)及爐缸異常侵蝕概述

國(guó)內(nèi)某高爐爐容在4 000 m3以上，爐缸采用日本NDK超微孔大塊炭磚+陶瓷杯設(shè)計(jì)。二代爐役于2018年5月4日點(diǎn)火開爐，爐缸(標(biāo)高7.79 m，插入深度250 mm)炭磚溫度在115 ℃左右，隨著產(chǎn)量增加，炭磚溫度升高，基本在250 ℃上下波動(dòng)。從2020年6月末開始，1號(hào)鐵口下方，爐缸(標(biāo)高7.79 m，插入深度250 mm)炭磚溫度從250 ℃開始上升，2020年10月20日年修前最高溫度達(dá)到403 ℃，到2021年10月3日最高溫度升至560 ℃。3號(hào)鐵口下方，爐缸(標(biāo)高7.79 m，插入深度250 mm)炭磚溫度2020年6月升至270 ℃，年修送風(fēng)后溫度恢復(fù)穩(wěn)定，長(zhǎng)期在120 ℃上下波動(dòng)?？紤]安全生產(chǎn)，通過停氧、限產(chǎn)、堵風(fēng)口和配加釩鈦礦等一系列措施，爐缸溫度處于可控范圍，控強(qiáng)度生產(chǎn)4個(gè)月，于2021年10月11日安全停爐并進(jìn)行破損調(diào)查，本代爐役僅維持3年5個(gè)月。

2 高爐爐體破損調(diào)查

調(diào)查發(fā)現(xiàn)爐身中下部至爐腰銅冷卻壁鑲磚出現(xiàn)不同程度破損，隨著高度降低，鑲磚破損程度趨于嚴(yán)重。分析原因：一方面是高爐生產(chǎn)正常磨損，包括爐料摩擦、氣流沖刷等因素；另一方面是停爐過程打水急冷，鑲磚產(chǎn)生較大的局部應(yīng)力，導(dǎo)致鑲磚斷裂，全爐冷卻壁無嚴(yán)重破損。

6段銅冷卻板位于爐腹下部，停爐后發(fā)現(xiàn)冷卻板間耐火磚保持較好，僅與風(fēng)口組合磚接觸處略有侵蝕。目標(biāo)高爐共38個(gè)風(fēng)口，風(fēng)口區(qū)域位于5段冷卻壁處，風(fēng)口區(qū)基本完好。

目標(biāo)高爐共有4個(gè)鐵口，鐵口孔道位于13層炭磚位置。破損調(diào)查發(fā)現(xiàn)該區(qū)域炭磚侵蝕程度一般，鐵口炭磚與爐缸炭磚鑲嵌處發(fā)生局部侵蝕，部分磚縫處出現(xiàn)滲鐵片，其他非鐵口區(qū)域炭磚保持完好。

6～9層炭磚位置為爐缸炭磚侵蝕最嚴(yán)重的區(qū)域(即“象腳區(qū)”)。炭磚侵蝕嚴(yán)重區(qū)域主要集中在12～17號(hào)風(fēng)口夾角區(qū)域以及32～34號(hào)風(fēng)口夾角區(qū)域，與日常監(jiān)控高溫區(qū)域完全吻合，侵蝕部位呈半弧狀，是渣鐵沖刷侵蝕后呈現(xiàn)的自然狀態(tài)。最薄點(diǎn)為7層炭磚15號(hào)風(fēng)口處，炭磚殘厚僅為605 mm(設(shè)計(jì)厚度為1 605 mm)，與爐缸異常高溫點(diǎn)對(duì)應(yīng)，嚴(yán)重威脅到高爐安全生產(chǎn)，該區(qū)域的侵蝕直接影響了高爐壽命。

18～23號(hào)風(fēng)口下方8～9層炭磚出現(xiàn)破損。由于清料過程中對(duì)該部位炭磚破壞嚴(yán)重，無法準(zhǔn)確量化侵蝕深度，但由于受到渣鐵侵蝕炭磚自身結(jié)構(gòu)變得疏松，在清料過程中受到相同外力作用下，相比其他部位，該部位炭磚更易脫落。

3 異常侵蝕原因分析

3.1 取樣分析

破損調(diào)查現(xiàn)場(chǎng)共取樣50余份，主要圍繞爐缸炭磚、陶瓷杯周向表面位置進(jìn)行取樣，對(duì)具有代表性試樣進(jìn)行成分化驗(yàn)分析及討論，礦渣試樣和滲鐵片成分如表1和表2所示。

表1 礦渣試樣成分 %

表2 滲鐵片成分 %

由礦渣樣成分可知，Zn主要富集在11～15層區(qū)域，即爐缸上部到風(fēng)口區(qū)域。根據(jù)滲鐵片成分可知，Zn在爐缸上部區(qū)域磚縫中的滲鐵片中出現(xiàn)，下部滲鐵片中Zn含量較少，同樣證明了Zn的富集區(qū)域主要在爐缸中上部。礦渣樣整體K含量較高，且富集區(qū)域?yàn)檎麄€(gè)爐缸，需引起注意。Ti富集區(qū)為爐缸9層以下位置，爐缸上部取樣Ti含量較少，判斷在采用鈦礦護(hù)爐操作時(shí)，對(duì)爐缸中下部有一定保護(hù)作用。

3.2 生產(chǎn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)及爐缸均勻性分析

3.2.1 風(fēng)口及鼓風(fēng)參數(shù)分布特性

為保護(hù)鐵口附近爐缸，減弱高溫渣鐵的沖刷作用，目標(biāo)高爐開爐初期采取縮小鐵口對(duì)應(yīng)風(fēng)口直徑措施，風(fēng)口直徑分布如圖1所示。通過流體軟件建模計(jì)算且模型驗(yàn)證合格后，得到該風(fēng)口直徑分布條件下鼓風(fēng)參數(shù)特性分布，模型中熱風(fēng)體積流率為7 000 m3/min，熱風(fēng)溫度為1 200 ℃，鼓風(fēng)壓力為0.405 MPa。

圖1 風(fēng)口直徑分布

實(shí)際風(fēng)口直徑條件下各風(fēng)口風(fēng)速、熱風(fēng)體積流率、鼓風(fēng)動(dòng)能分布如圖2所示。

圖2 風(fēng)速、熱風(fēng)體積流率、鼓風(fēng)動(dòng)能分布

平均風(fēng)速為271.81 m/s，由于6號(hào)、14號(hào)、15號(hào)、16號(hào)、26號(hào)及33號(hào)風(fēng)口直徑最小為110 mm，風(fēng)速較大，分別達(dá)到283.73、286.06、285.61、285.63、285.75及283.85 m/s，整體風(fēng)速分布與風(fēng)口直徑分布呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)。

平均熱風(fēng)體積流率為184.07 m3/min，整體熱風(fēng)體積流率分布與風(fēng)口直徑分布呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系，6號(hào)、14號(hào)、15號(hào)、16號(hào)、26號(hào)及33號(hào)風(fēng)口熱風(fēng)體積流率同比其他風(fēng)口較小，分別為160.81、162.21、161.84、161.70、162.01及160.91 m3/min，而大直徑(130 mm)風(fēng)口熱風(fēng)體積流率均達(dá)到200 m3/min以上。

平均鼓風(fēng)動(dòng)能為14 897.19 kg·m/s，鼓風(fēng)動(dòng)能分布與風(fēng)口直徑分布呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系，6號(hào)、14號(hào)、15號(hào)、16號(hào)、26號(hào)及33號(hào)風(fēng)口鼓風(fēng)動(dòng)能同比其他風(fēng)口較小，分別為13 187.62、13 521.88、13 448.40、13 439.15、13 476.04及13 207.21 kg·m/s，而大直徑風(fēng)口鼓風(fēng)動(dòng)能均達(dá)到15 000 kg·m/s以上。

綜上所述，根據(jù)風(fēng)口及鼓風(fēng)參數(shù)分布特性分析，由于采用局部(對(duì)應(yīng)鐵口位置)縮小風(fēng)口直徑措施，使得鼓風(fēng)參數(shù)的均勻性變差，即相應(yīng)風(fēng)口熱風(fēng)體積流率減小，鼓風(fēng)動(dòng)能減弱，風(fēng)口回旋區(qū)長(zhǎng)度縮短，爐缸死焦堆相應(yīng)位置變大，爐缸內(nèi)部爐墻與死焦堆間鐵水通道變窄，渣鐵流速增大，導(dǎo)致爐缸相應(yīng)位置承受渣鐵沖刷強(qiáng)度增加，壽命縮短。此外，縮小風(fēng)口直徑是為了降低對(duì)應(yīng)風(fēng)口的熱風(fēng)體積流率及鼓風(fēng)動(dòng)能，縮小回旋區(qū)體積，減少高溫渣鐵產(chǎn)生量，減弱對(duì)爐缸相應(yīng)位置沖刷，如何平衡上述矛盾需在生產(chǎn)實(shí)踐中進(jìn)一步探索。

3.2.2 鐵量、鐵次及鐵口深度分布特性

對(duì)目標(biāo)高爐上代爐役鐵量、鐵次及鐵口深度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，由于爐缸溫度從2020年6月末開始升高，因此目標(biāo)高爐上代爐役定為從2018年5月到2020年6月。

上代爐役累計(jì)總鐵量為7 688 551.49 t，單個(gè)鐵口平均鐵量1 922 137.87 t，1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)和4號(hào)鐵口鐵量由開爐到2018年年末累計(jì)分別為603 242.3、572 293.18、625 860.92和548 222.58 t，到2019年年末累計(jì)分別為1 520 470.2、1 497 757.89、1 539 819.82和1 398 454.28t，到2020年6月累計(jì)分別為1 943 267.8、1 956 588.79、1 976 292.82和1 812 402.08 t，四號(hào)鐵口鐵量低于平均鐵量109 735.79 t。

上代爐役總鐵次為8 044次，單個(gè)鐵口平均鐵次2 011次，1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)和4號(hào)鐵口鐵次由開爐到2018年年末累計(jì)分別為623、612、632和611次，累計(jì)到2019年年末分別為1 568、1 585、1 552和1 540次，累計(jì)到2020年6月分別為2 005、2 041、2 024和1 974次，四號(hào)鐵口鐵次低于平均鐵次37次。

上代爐役各鐵口深度均呈現(xiàn)先深后淺的趨勢(shì)，通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，2號(hào)、4號(hào)鐵口深度低于3 m的次數(shù)多于1號(hào)、3號(hào)鐵口的，其中1號(hào)鐵口深度低于3 m為26次，2號(hào)鐵口為39次，3號(hào)鐵口為25次，4號(hào)鐵口為45次。鐵口深度分布特性與上述鐵量分布特性契合明顯，鐵口深度較淺，對(duì)應(yīng)鐵口出鐵量較低。

為進(jìn)一步明晰目標(biāo)高爐上代爐役各鐵口深度分布特性，對(duì)各鐵口鐵次深度進(jìn)行了數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)及概率分布分析，如圖3所示。

圖3 鐵口深度概率分布

開爐初期(開爐前三個(gè)月)，4個(gè)鐵口深度主要分布在3.4～3.6 m之間；鐵口深度在3.8 m以上概率范圍，4號(hào)鐵口概率分布最低，為4.878%，1號(hào)鐵口概率分布最高，為14%；在3.0 m以下概率范圍，3號(hào)、4號(hào)鐵口概率分布較高，1號(hào)、2號(hào)鐵口概率分布較低。

在整個(gè)爐役范圍統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，4個(gè)鐵口深度主要分布在3～3.5 m之間，且4號(hào)鐵口深度在此范圍概率分布最低；鐵口深度在3.8 m以上概率范圍，4個(gè)鐵口深度概率分布基本相似；在3.0 m以下概率范圍，4號(hào)鐵口概率分布較高，為2.28%。

綜上所述，通過鐵量、鐵次及鐵口深度分布特性統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，目標(biāo)高爐爐缸工作特性出現(xiàn)不均勻分布，主要特點(diǎn)為4號(hào)鐵口鐵量少、鐵次少、淺鐵口次數(shù)較多，因此該區(qū)域大量渣鐵由4號(hào)鐵口兩側(cè)的1號(hào)、3號(hào)鐵口分擔(dān)，導(dǎo)致1號(hào)、3號(hào)鐵口附近爐缸承受渣鐵沖刷強(qiáng)度增加。在假設(shè)爐缸磚襯質(zhì)量及砌筑質(zhì)量相同條件下，1號(hào)、3號(hào)鐵口附近爐缸更易發(fā)生侵蝕，1號(hào)、3號(hào)鐵口附近爐缸都發(fā)生溫度升高情況，且1號(hào)、3號(hào)鐵口附近爐缸7、8層炭磚均發(fā)生侵蝕，分析結(jié)果與實(shí)際情況相符。

4 結(jié)論

目標(biāo)高爐設(shè)計(jì)使用壽命15年，而本代高爐因爐缸局部發(fā)熱僅生產(chǎn)3年5個(gè)月，提前進(jìn)入大修，屬于典型的爐缸異常侵蝕案例。爐缸侵蝕位置集中在爐缸6～9層炭磚，屬于爐缸象腳區(qū)域。異常侵蝕嚴(yán)重部位為1號(hào)鐵口對(duì)應(yīng)爐缸7～8層炭磚位置，此處設(shè)計(jì)炭磚厚度為1 605 mm，殘厚僅為605 mm，是導(dǎo)致高爐大修的主要因素。此外，3號(hào)鐵口對(duì)應(yīng)爐缸7～9層炭磚均呈現(xiàn)一定程度侵蝕，其他部位爐缸完整。根據(jù)破損調(diào)查、取樣分析及生產(chǎn)數(shù)據(jù)分析得到以下結(jié)論：

(1)雖有K、Na、Zn元素富集，但未發(fā)現(xiàn)上述元素直接導(dǎo)致爐缸異常侵蝕的證據(jù)；

(2)由于采用局部(對(duì)應(yīng)鐵口位置)縮小風(fēng)口直徑措施，使得鼓風(fēng)參數(shù)均勻性變差，導(dǎo)致爐缸死焦堆周向形狀均勻性變差，鐵水通道局部變窄，環(huán)流增強(qiáng)，是爐缸異常侵蝕的原因之一；

(3)通過鐵量、鐵次及鐵口深度分布特性統(tǒng)計(jì)分析發(fā)現(xiàn)，目標(biāo)高爐爐缸工作特性呈現(xiàn)不均勻分布，主要為4號(hào)鐵口深度淺、鐵量少、鐵次少，直接導(dǎo)致1號(hào)、3號(hào)鐵口渣鐵量大，鐵口附近爐缸承受渣鐵沖刷強(qiáng)度增加，是爐缸異常侵蝕的主要原因。