王玉蓮，盧保軍

（濟南鋼鐵股份有限公司 煉鐵廠，山東 濟南 250101）

濟鋼1 750 m3高爐（全文簡稱1750高爐）燃料消耗偏高，為了分析原因，明確今后的努力方向，對4 座高爐2013年3月14～18日期間的生產數據進行了對比分析。在此期間，4座高爐穩(wěn)定順行，每天取4座高爐的爐頂煤氣，統(tǒng)一用熱風爐車間的煤氣分析設備進行煤氣成分分析，并采用內蒙古科技大學那樹人教授的聯合焦比計算方法，消除了分析設備造成的數據誤差。此方法將高爐高溫區(qū)熱平衡與碳氧平衡聯合起來求解，全面考慮了高爐冶煉的熱量消耗和化學能消耗，計算過程比較貼近現場實際數據。通過計算表明：理論碳消耗水平與實際碳消耗水平的相對誤差均在4%以內；利用該方法分析影響高爐消耗水平的因素是可信的。

1 主要操作參數及實際燃料消耗對比

計算過程中所用的主要的原燃料的成分，操作參數均采用14～18日的平均值，主要的操作參數與燃料消耗見表1。

表1 4座高爐主要操作參數與實際燃料消耗

從表1中可以看出：1 750高爐（平均）與3 200 m3高爐（全文簡稱3 200高爐）的入爐礦鐵品位（鐵的質量分數）差值絕對值為1.56%，影響燃料比13.3 kg/t；煤氣中w（CO2）差值絕對值為0.69%，影響燃料比13.8 kg/t；富氧率差值絕對值為1.11%，影響燃料比0.6 kg/t。除去上述條件的影響，燃料比差還有15.3 kg/t的消耗需明確。

2 計算過程

2.1 計算過程中的假設

1）假設噴入高爐的煤粉完全燃燒。

2）假設高溫區(qū)氫的利用率為0.45%。

2.2 計算過程

2.2.1 渣量系數及渣量的計算

1）計算混合礦（燒結、球團、生礦、熔劑）中CaO、MgO、SiO2、Al2O3的含量。

2）生鐵滲碳量（kg）=10×w(C)。

3）爐塵帶走的碳量（kg）=除塵灰量×除塵灰中的碳含量。

4）合金元素耗碳量（kg）=10×[w(Si)×24/28+w(Mn)×12/55+w(P)×60/62+w(Ti)×24/48]。

5）脫硫耗碳量（kg）=[0.95×硫負荷-10×w(S)]×12/32。

6）渣量（kg）=混合礦用量×混合礦中渣含量+（生鐵滲碳量+合金元素還原耗碳量+脫硫耗碳量）×（焦炭灰分質量分數/100）/（焦碳固定碳質量分數/100）+煤比×（煤粉灰分質量分數/100）-21.4×w(S)。

2.2.2 煤粉中還原氫量的計算

1）噴吹煤粉帶入碳量（kg）=煤比×煤粉中的固定碳質量分數/100。

2）鼓風質量分數（%）=21+0.29×濕度+富氧率。

3）燃燒每千克碳需要的風量（m3）=0.933/（鼓風中氧質量分數/100）。

4）燃燒每千克碳由鼓風帶入高溫區(qū)的還原氫量（kmol）=燃燒每千克碳需要風量×濕度×氫的利用率/22.4。

5）因噴吹煤粉帶入高溫區(qū)的還原氫量（kmol）=煤比×{[（煤粉中H元素質量分數/100）/2+（煤粉中水質量分數/100）/18]×氫的利用率+（煤粉中固定碳質量分數/100）×燃燒每千克碳由鼓風帶入高溫區(qū)的還原氫量}。

2.2.3 高溫區(qū)每千克風口碳的綜合熱量的計算

1）高溫區(qū)每千克風口碳的熱量（kcal）=2 340+燃燒每千克碳需要風量×[（風溫下干空氣熱焓-301.5）×（1-濕度）+（風溫下水蒸汽的熱焓-363.2）×濕度-2 580×濕度]。

2）焦炭因其灰分成渣的自身耗熱（kcal/kgC）=（焦炭灰分質量分數/100）×（出渣溫度下渣熱焓-220）/（焦炭固定碳質量分數/100）。

3）每千克風口碳的鼓風帶入氫的還原耗熱（kcal）=6 620×燃燒每千克風口碳的鼓風帶入還原氫量。

4）每千克焦炭碳提供給高溫區(qū)的綜合熱量（kcal）=高溫區(qū)每千克風口碳的熱量-焦炭因其灰分成渣的自身耗熱-每千克風口碳的鼓風帶入氫的還原耗熱。

2.2.4 高溫區(qū)已知項的耗熱的計算

1）生鐵帶走高溫區(qū)的熱量（kcal）=1 000×（鐵水出爐時的熱焓-150）。

2）爐渣帶走高溫區(qū)的熱量（kcal）=計算出的渣量×（爐渣出爐時的熱焓-220）。

3）合金元素還原耗（kcal）=53 600×w(Si)+12 480×w(Mn)+62 750×w(P)+11 390×w(S)+17 300×w(Ti)。

4）煤粉項還原氫的耗熱（kcal）=6 620×噴吹煤粉帶入的還原氫量。

5）噴吹煤粉的分解及升溫耗熱（kcal）=煤比×（250+345）。

6）高溫區(qū)的熱損失（kcal）=300×（焦炭固定碳質量分數/100）×1 000×0.8/利用系數。

2.2.5 列解聯立方程

2.2.5.1 按熱平衡方程式列出方程1

2.2.5.2 按碳氧平衡方程式列出方程2

礦石經浮士體階段含有的氧量（kg）：OA2=混合礦用量×[（混合礦中w(Fe2O3)/100）×32/160+（混合礦中w(FeO)/100）×16/72]-除塵灰量×[（除塵灰中w(Fe2O3)/100）×32/160+（除塵灰中w(FeO)/100）×16/72]。

聯系方程1和方程2得出CbkCdFe，其中Cbk為焦炭提供的風口碳量，CdFe為鐵的直接還原耗碳量。

3 高爐熱平衡與碳平衡計算結果分析

1）從碳收支對比表（見表2）中可以看出，生鐵滲碳、直接還原耗碳相差不大，差距主要集中在爐塵碳量上，1 750高爐爐塵排出碳量平均為7.71 kg，較3 200 高爐多2.94 kg，影響燃料比3.5 kg/t；從表1中可以看出，1 750高爐的平均煤比較3 200高爐高13.7 kg/t。說明1 750高爐未燃煤粉多，富氧率偏低，在提高煤比時還是要重視煤粉的燃燒率，未燃煤粉使1 750高爐長期風量偏小，爐缸中心氣流弱且散，爐缸不活躍與大量未燃煤粉有很大的關系。

表2 理論計算碳的收支表 kg

2）1 750高爐風口前燃燒的碳量平均為288.67 kg，較3 200高爐高8.47 kg，折合燃料比為10 kg。風口前燃燒的碳量與富氧率有很大的關系，富氧率高，風口前燃燒的碳量高，產生的爐腹煤氣量多，若原燃料條件差，透氣性差，很容易造成煤氣通道擁堵，引發(fā)高爐難行。

3）1 750高爐平均碳支出為449.48 kg，較3 200高爐高11.86 kg，說明燃燒生產的CO在上升過程中沒有被很好地利用，造成煤氣利用率偏低。通過縱向對比：如果將3 200高爐煤氣利用率代入煤氣利用較差的3號1 750高爐，計算結果顯示3號1 750高爐碳支出下降7 kg/t，折合為焦比約8 kg/t，這部分消耗即為3號1 750高爐操作上的潛力。目前，1 750高爐與3 200高爐操作的差別主要體現在布料矩陣上，即中心加焦的問題。3 200高爐采用礦焦同檔，1 750高爐采用錯檔加中心加焦，中心寬大無力。下一步還需要調整1 750高爐的上下部操作制度。

4）計算煤氣利用率提高數據與高爐焦比降低數據對比如表3所示，此數據與“通常煤氣中w(CO2)每變化1%，影響焦比2%”的經驗相吻合，可以基本肯定計算結果的正確性。

表3 提高煤氣利用率降低的焦比量

5）根據噸鐵氣化碳量推算高爐風量，如表4所示。

從表4可以看出，3 200高爐理論風量與實際風量基本相同，在目前條件下3 200高爐風量水平與冶煉條件原燃料水平相匹配。1 750高爐理論風量均大于實際風量，1號1 750高爐差異最小，2號1 750高爐其次，3號1 750高爐差異最大，達到343 m3/min，這與3號1 750高爐在實際生產中表現出的“相同冶煉強度下風量最小”相吻合，也說明3號1 750高爐風量表顯示偏小，在風量水平上還有很大的潛力，下一步繼續(xù)創(chuàng)造條件加風。

表4 各高爐風量的推算結果

4 結語

通過碳平衡的計算，可以比較直觀地找到高爐生產中的短板。下一步可以通過提高原燃料質量增加1 750高爐入爐礦鐵品位來提升風量，從而拉動冶煉強度，配合調整上下部制度，提高煤氣利用率，提高煤粉的燃燒率等措施來降低燃料消耗。對于3 200 高爐，可以通過增加富氧強化冶煉、提升煤比、置換焦比降低生鐵成本。

［1］那樹人.煉鐵計算辨析［J］.北京：冶金工業(yè)出版社，2010.