代 兵

高爐爐缸活性的基礎(chǔ)研究

代 兵

通過對高爐爐缸活性的基礎(chǔ)研究，重點(diǎn)分析了爐缸活性的概念及其影響因素，提出了爐缸活性量化計(jì)算模型。通過采集與處理現(xiàn)場高爐數(shù)據(jù)以及編程技術(shù)完成了模型的在線和離線計(jì)算，成功應(yīng)用于本鋼新一號高爐的生產(chǎn)，并以該高爐曾經(jīng)發(fā)生的爐缸堆積事故，從操作制度闡述了恢復(fù)爐缸活性的方法和過程。實(shí)踐證明，這些研究可以為維護(hù)爐缸活性的長期良好穩(wěn)定提供參考。

高爐 爐缸活性 量化計(jì)算模型 操作制度

高爐爐缸工作情況對高爐生產(chǎn)能否實(shí)現(xiàn)“高效、優(yōu)質(zhì)、低耗、長壽”的總目標(biāo)有著重要且深遠(yuǎn)的影響。作為一切還原反應(yīng)的源頭，爐缸是高爐生產(chǎn)的焦點(diǎn)，從眼前來看，它影響著高爐爐況的穩(wěn)定順行以及高爐生產(chǎn)的各項(xiàng)經(jīng)濟(jì)技術(shù)指標(biāo)，從長遠(yuǎn)來看，它直接影響著高爐的一代爐齡。爐缸是冶煉過程中發(fā)生還原反應(yīng)所需煤氣和熱量的發(fā)源地，爐缸中煤氣的初始分布狀態(tài)，不僅決定爐缸截面的熱量分布和溫度分布，而且對整個高爐沿其高度方向的溫度分布和氣流分布起著決定性的作用，這對高爐冶煉過程是至關(guān)重要的；與此同時，爐缸的熔渣層可以在鐵水通過時完成脫硫過程，這對于保證鐵水質(zhì)量是舉足輕重的。因此，爐缸的工作狀態(tài)對整個冶煉過程具有決定性的作用。

高爐冶煉長期穩(wěn)定順行要求爐缸具有良好的活性狀態(tài)，焦炭主流供料區(qū)具有足夠的透液性和透氣性，初始煤氣流分布合理，裝料制度與送風(fēng)制度相適應(yīng)，爐缸熱量充分且鐵水環(huán)流較弱等等。但近年來，隨著高爐大型化的不斷發(fā)展，也對爐缸活性狀態(tài)的良好穩(wěn)定提出了更高的要求。由于受到操作制度不合理及原燃料質(zhì)量波動等因素的影響，國內(nèi)多座高爐發(fā)生了爐缸堆積等惡性事故，造成了巨大的經(jīng)濟(jì)損失。因此，如何正確理解爐缸活性問題，爐缸活性與哪些因素有關(guān)，如何實(shí)現(xiàn)爐缸活性的量化評價，發(fā)現(xiàn)爐缸活性失常又如何恢復(fù)？這些問題越來越受到廣大煉鐵工作者的關(guān)注。

1.爐缸活性的概念及其影響因素

爐缸活性是指液態(tài)渣鐵流入爐缸，并能從爐缸內(nèi)自由排出的順暢程度。根據(jù)爐缸活性的定義，結(jié)合高爐生產(chǎn)需要長期穩(wěn)定順行的特點(diǎn)，從高爐操作角度來說，要求爐缸活性長期保持良好的狀態(tài)。那么根據(jù)爐缸活性的定義可以知道，影響高爐爐缸活性的因素大致可以分為三個方面：（1）主流供料區(qū)的焦炭所提供的“透氣-透液通道”數(shù)量；（2）熔體（渣鐵）的流動性能；（3）風(fēng)口回旋區(qū)的位置。三種因素相輔相成，相互影響。

1.1 造成主流供料區(qū)的焦炭所提供的“透氣-透液通道”減少的主要原因

（1）焦炭質(zhì)量差，冷熱強(qiáng)度低，反應(yīng)性高，粒度小，粉末多，這是“透氣-透液通道”減少的內(nèi)因。

（2）長期過量噴吹，未燃煤粉量增大，沉積在死焦堆中，這是“透氣-透液通道”減少的外因。

（3）堿金屬負(fù)荷過重，嚴(yán)重破壞焦炭的反應(yīng)性和熱強(qiáng)度，導(dǎo)致焦炭在下降過程中破損，碎焦增多，這是“透氣-透液通道”減少的外因。

1.2 造成熔體（渣鐵）流動性能變差的主要原因

（1）爐缸熱制度長期不合理，爐溫持續(xù)偏低，渣鐵物理熱不足，過熱度下降，粘度增大，流動性變差。

（2）造渣制度長期不合理，采用超高堿度、高Al2O3低MgO的造渣制度，易形成短渣，爐渣粘度增大，流動性變差。

（3）長期過量噴吹，過量未燃煤粉進(jìn)入爐渣，以懸浮狀存在于爐渣中，會增加爐渣的粘度，爐渣流動性變差。

（4）長期進(jìn)行釩鈦磁鐵礦冶煉，由于鈦化物的析出，渣鐵流動性能變差。

1.3 造成風(fēng)口回旋區(qū)位置不合理的主要原因

（1）盲目追求高風(fēng)量，風(fēng)口面積過大，長期處于低風(fēng)速、低鼓風(fēng)動能的送風(fēng)制度，風(fēng)口回旋區(qū)縮小，鼓風(fēng)吹不透中心，爐缸中心堆積。

（2）長期邊緣過重，風(fēng)口面積過小，長期處于高風(fēng)速、高鼓風(fēng)動能的送風(fēng)制度，中心煤氣流過分發(fā)展，風(fēng)口回旋區(qū)擴(kuò)大，中心過吹，爐缸邊緣堆積。

所以，爐缸活性狀態(tài)的良好需要長期的關(guān)注和維護(hù)，爐缸活性問題猶如交通擁堵問題，焦炭似公路，熔體（渣鐵）似汽車，回旋區(qū)似交通警察，公路越寬闊，汽車行駛越快，交通警察的位置越合理，整個交通就會越通暢，爐缸活性也會越好。但是，爐缸活性問題和交通擁堵問題還存在一個最顯著的區(qū)別，就是交通擁堵問題是裸露在外的，是一目了然可以被發(fā)現(xiàn)的，而爐缸活性問題是在高爐內(nèi)部，是密閉的，很難被發(fā)現(xiàn)并掌握，即使被發(fā)現(xiàn)了，也很有可能已經(jīng)造成了嚴(yán)重的后果。因此，如何既快速又準(zhǔn)確的發(fā)現(xiàn)爐缸活性的變化，如何真正實(shí)現(xiàn)爐缸活性狀態(tài)的監(jiān)測，這很關(guān)鍵。

2.爐缸活性的量化計(jì)算模型

文獻(xiàn)中記錄了計(jì)算爐缸活性的模型，分別是爐缸工作活躍指數(shù)模型和爐缸活躍性指數(shù)模型。其中，爐缸工作活躍指數(shù)模型，即爐缸爐底各層中心熱電偶溫度均值與爐缸側(cè)壁各層熱電偶溫度均值的比值，爐缸爐底溫度在一定程度上間接反應(yīng)了熔體在爐缸中心死焦堆的滲透能力，所以該模型可以間接的反應(yīng)爐缸的活性狀態(tài)。對于大型高爐而言，由于硬慣性大，若未能在第一時間發(fā)現(xiàn)爐缸活性波動，那么恢復(fù)爐況所需要的時間更長，造成的損失更大。而用爐缸爐底各層中心熱電偶的溫度均值來反映爐缸中心死焦堆的滲透能力就是間接的，當(dāng)該溫度出現(xiàn)明顯降低時，就已經(jīng)表明這時的死焦堆的滲透能力處于崩潰的狀態(tài)，爐缸已經(jīng)失去活性，未能達(dá)到盡早發(fā)現(xiàn)爐缸活性異常的目的。

而爐缸活躍性指數(shù)模型則是根據(jù)前人的研究，利用渣鐵流動性阻力系數(shù)的概念，認(rèn)為爐缸活性是液態(tài)渣鐵流入爐缸，并能自爐缸內(nèi)自由排出的順暢程度，分析了渣鐵流入并流出爐缸的阻力系數(shù)和的關(guān)系，從而提出該模型為式（1）：

該模型在高爐爐況正常時，可以很好的描述高爐爐缸活性。但是，在爐缸活躍性發(fā)生異常時，該模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況是不符的。其原因是：根據(jù)文獻(xiàn)中分析，當(dāng)發(fā)生爐缸堆積時，即fL-in＜fL-out時，隨著fL-in與fL-out差的絕對值的增大，爐缸活性應(yīng)是降低的，而計(jì)算公式得到的結(jié)果是增大的，這與實(shí)際情況是嚴(yán)重不符的，所以這時該模型已經(jīng)不能真實(shí)反映爐缸活性，不能再被采用。

綜上所述，隨著高爐大型化的不斷發(fā)展，傳統(tǒng)的爐缸活性量化計(jì)算模型已經(jīng)不能滿足生產(chǎn)的要求，有必要對進(jìn)行升級和優(yōu)化，以適應(yīng)生產(chǎn)的需要。

2.1 爐缸工作活躍指數(shù)優(yōu)化模型

提出利用爐芯死料柱溫度代替爐缸爐底各層中心熱電偶溫度均值這一問題，是由于爐芯死料柱溫度能夠直接反映死焦堆的溫度狀態(tài)及其變化，從而可以在最短的時間內(nèi)反映出死焦堆的滲透能力的變化。爐芯死料柱溫度越高，死焦堆的滲透能力越強(qiáng)，爐缸活性越好。國外Shibaike等給出了一個計(jì)算爐芯死料柱溫度的公式，如式（2）：

式中，DMT為爐芯死料柱溫度，℃；Tf為理論燃燒溫度，℃；Vbosj為爐腹煤氣量，m3/min；D為爐缸直徑，m；FR為燃料比，kg/t；△T為爐渣流動性指數(shù)，℃；ηco,c為爐身探針測得的爐中心CO利用率，%；Dpcoke為爐芯死料柱焦炭尺寸，mm。

當(dāng)高爐生產(chǎn)正常時，爐芯死料柱溫度在1380℃-1450℃之間波動，一般低于渣鐵出爐溫度70℃以上，表明這時的渣鐵可以順暢的流進(jìn)并流出爐缸，即爐缸活性正常。若爐芯死料柱溫度低于1360℃，甚至低于一般爐渣的熔化性溫度的時候，表明爐渣的粘度增大，流動性下降，這會導(dǎo)致死料柱的透氣性和透液性變差，即爐缸活性下降。

在修正后的爐芯死料柱溫度計(jì)算模型的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步定義了爐缸工作活躍指數(shù)優(yōu)化模型，即爐芯死料柱溫度與爐缸側(cè)壁各層熱電偶溫度均值的比值，具體如式（3）：

式中，DMT為爐芯死料柱溫度，℃；TC為爐缸側(cè)壁各層熱電偶溫度均值，℃。

2.2 爐缸活躍性指數(shù)優(yōu)化模型

根據(jù)前人的研究，渣鐵流動阻力系數(shù)可由式（4）求解，

式中，fL為渣鐵流動阻力系數(shù)，無綱量；ε為爐缸焦炭料柱的空隙度，無綱量；φ為爐缸內(nèi)焦炭的形狀系數(shù)，無綱量；dp為爐缸內(nèi)焦炭的直徑，上部取0.02m，下部取0.018m；μ為爐缸內(nèi)液體的粘度，Pa.s；ρ為爐缸內(nèi)液體密度，t/m3；V0為液體穿過爐缸截面平均流速，m/s；g為重力加速度，9.81m/s2；D為爐缸直徑，m；H為開始出渣出鐵時渣鐵層厚度，m。

令fL-in表示渣鐵流入爐缸的阻力系數(shù)，fL-out表示渣鐵流出爐缸的阻力系數(shù)，分析fL-in和fL-out兩者的關(guān)系可以得到：

①fL-in≈fL-out：這是較理想的狀態(tài)。在高爐連續(xù)出鐵的條件下，爐缸下部順利流出渣鐵的同時，騰出空間接納上部軟熔帶生成的渣鐵，且爐缸下部液面基本保持恒定。

②fL-in＜fL-out：這是很不理想的狀態(tài)。正常作業(yè)的高爐不會出現(xiàn)這種狀態(tài)，這意味著渣鐵會滯留在爐缸內(nèi)，將破壞高爐的正常生產(chǎn)，一般在爐外事故或者爐缸嚴(yán)重堆積、爐缸凍結(jié)的情況下出現(xiàn)。

③fL-in＞fL-out：這是通常高爐的工作狀態(tài)，爐缸下部在“等待”上部渣鐵的進(jìn)入。一般而言，在此情況下，兩者之差的絕對值越小，表明爐缸活躍程度越高。

基于以上的分析，筆者提出了爐缸活躍性指數(shù)優(yōu)化模型，其具體計(jì)算方法如式（5）所示：

式中，NAH是爐缸活躍性指數(shù)，無綱量；fL-in是渣鐵流入爐缸的阻力系數(shù)，無綱量；fL-out是渣鐵流出爐缸的阻力系數(shù)，無綱量。

爐缸活躍性指數(shù)優(yōu)化模型將爐況正常和異常的情況進(jìn)行了細(xì)化分析，可以計(jì)算出不同情況下的爐缸活躍性指數(shù)。當(dāng)爐況正常時，即當(dāng)≥1時，NAH將隨著fL-in和fL-ou的增大而降低，也隨著fL-in與fL-out差的絕對值的增大而降低；當(dāng)爐況異常時，即當(dāng)≥1時，NAH也會隨著fL-in和fL-out的增大而降低，隨著fL-in與fL-out差的絕對值的增大而降低，而且下降的更快。即使高爐發(fā)生爐缸堆積事故時，也可以在第一時間通過計(jì)算結(jié)果被發(fā)現(xiàn)，為更早的發(fā)現(xiàn)爐缸活躍性失常提供依據(jù)。

2.3 模型應(yīng)用情況

目前，以上兩個模型應(yīng)用在本鋼板材煉鐵廠新一號高爐（爐容4747m3），其中爐缸工作活躍指數(shù)優(yōu)化模型實(shí)現(xiàn)了在線計(jì)算，爐缸活躍性指數(shù)優(yōu)化模型實(shí)現(xiàn)了離線計(jì)算。新一號高爐于2014年11月11日至2014年11月13日進(jìn)行72小時的年修，圖1是休風(fēng)前后爐況波動及恢復(fù)過程的爐缸活性量化計(jì)算結(jié)果。實(shí)踐證明，兩種爐缸活性量化計(jì)算模型可以真實(shí)的反應(yīng)爐缸活性狀態(tài)，有效地幫助高爐操作者及時把握爐缸活性，當(dāng)爐缸活性下降或失常時，可以在第一時間發(fā)現(xiàn)并盡早進(jìn)行操作干預(yù)，及時恢復(fù)爐缸活性。

圖1 爐缸活性計(jì)算結(jié)果曲線

3.爐缸活性的恢復(fù)

根據(jù)分析影響高爐爐缸活性的因素，恢復(fù)爐缸活性的方法大致可以分為提高原燃料質(zhì)量和調(diào)整操作制度兩方面，其中提高原燃料質(zhì)量不在高爐操作者的管理范圍內(nèi)。從調(diào)整高爐基本操作制度出發(fā)，恢復(fù)爐缸活性的方法大致有四種：調(diào)整熱制度、調(diào)整造渣制度、調(diào)整送風(fēng)制度、調(diào)整裝料制度。本文以本鋼新一號高爐曾經(jīng)發(fā)生的爐缸堆積事故為例，重點(diǎn)講述四種制度的調(diào)整過程。

本鋼板材煉鐵廠新一號高爐是我國東北地區(qū)最大的高爐，于2008年10月9日投產(chǎn)，高爐容積4747m3，設(shè)有38個風(fēng)口，4個鐵口。采用了很多最先進(jìn)的生產(chǎn)技術(shù)設(shè)備，如盧森堡PW公司生產(chǎn)的帶分料器的固定上料罐串罐式無鐘爐頂，薄壁內(nèi)襯銅冷卻壁，聯(lián)合軟水密閉循環(huán)，環(huán)保英巴法水渣處理，環(huán)縫煤氣清洗及TRT余壓發(fā)電等。開爐40余天便達(dá)產(chǎn)，在一段時間內(nèi)實(shí)現(xiàn)了日產(chǎn)過萬、燃料比500kg/t以下、焦比320kg/t以下的本鋼煉鐵歷史最好指標(biāo)。但從2009年2月份開始，由于受到原燃料條件、特大型高爐操作理念等因素的限制，高爐在長期穩(wěn)定順行等方面遇到了很多困難。尤其是 2009年11月4日年修后，頻繁的休風(fēng)造成了長時間的慢風(fēng)，爐缸活性逐漸變差，加之風(fēng)口漏水等因素，爐況順行遭到嚴(yán)重破壞，至2010年4月8日發(fā)生崩料事故，爐況徹底失常，形成大面積爐缸堆積。這次失常是新一號高爐開爐以來最為嚴(yán)重的一次。

3.1 調(diào)整熱制度和造渣制度

針對渣鐵流動性能變差的情況，2010年3月份進(jìn)行了洗爐操作，包括熱洗爐和錳礦洗爐。熱洗則為提高生鐵物理熱，由1505℃提至1520℃，鐵水Si由0.5%提至0.65%，以較低的爐渣堿度，充沛的爐缸溫度，從而從熱量方面考慮提高渣鐵的過熱度。錳礦洗爐是通過加入錳礦，分別增加爐渣和鐵水中的錳含量。錳在爐渣中可以形成低熔點(diǎn)的錳橄欖石類硅酸鹽，提高爐渣的流動性和穩(wěn)定性；一定量錳在鐵水中可以增加鐵水的過熱度，提高鐵水的流動性，提高鐵水中Mn的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，使其達(dá)到0.70%，8月份爐芯溫度大幅回升后鐵水中Mn降低到0.50%。

3.2 調(diào)整裝料制度

為調(diào)節(jié)煤氣流分布，改善壓量關(guān)系，新1號高爐采取集中發(fā)展中心氣流的策略。2010年4月份發(fā)生崩料事故后，經(jīng)過觀察爐頂料面，采取了擴(kuò)大外環(huán)布料角度，由原先的39.5°增加到41.5°，抑制邊緣，集中氣流，發(fā)展中心。經(jīng)布料制度調(diào)整后，壓差明顯回落，風(fēng)量顯著增加，由崩料后3000m3/min迅速增加到6000m3/min，布料矩陣為。在選擇中心加焦布料模式之前進(jìn)行過幾次裝料制度的調(diào)整，采取的是布置兩道煤氣通路的模式，但效果并不理想，原因在于當(dāng)時爐缸不活躍，風(fēng)量萎縮，氣流不暢通。更改中心加焦模式后中心氣流強(qiáng)勁，中心溫度控制在600℃左右，邊緣溫度控制在80℃以下。10月份爐況恢復(fù)已經(jīng)接近于正常，此時為保證中心氣流，選擇減少中心礦石檔位，適當(dāng)擴(kuò)大中心加焦量來開放中心，布料矩陣調(diào)整為，風(fēng)量迅速突破到6700 m3/min，爐況得到進(jìn)一步強(qiáng)化。

3.3 調(diào)整送風(fēng)制度

2010年恢復(fù)爐況期間，由于長期爐缸堆積，爐缸中心死區(qū)較大，爐缸幾乎失去活性，風(fēng)口燒損嚴(yán)重。在這種情況下，新一號高爐利用每一次定修機(jī)會，逐步調(diào)整并探索合適的風(fēng)口面積，使鼓風(fēng)動能可以適應(yīng)各方面條件的變化，在合理的范圍內(nèi)得到逐步提高。隨著風(fēng)量的提高、高風(fēng)溫的實(shí)施，爐缸截面上的燃燒帶擴(kuò)大，風(fēng)口回旋區(qū)的位置逐步趨向合理，初始煤氣流分布趨向正常，溫度場分布更加均勻有效，爐缸滲透性得到明顯改善，爐缸均勻活躍，爐缸活性明顯增強(qiáng)。經(jīng)過一年的探索實(shí)踐證明，本鋼新一號合理的鼓風(fēng)動能范圍為14000kg·m·s-1-14500kg·m·s-1，風(fēng)口面積為0.4710m2，計(jì)算得到風(fēng)口回旋區(qū)的深度為2.06m，形成了比較合理的送風(fēng)制度，對于整個爐缸活性的恢復(fù)和維護(hù)發(fā)揮了極其重要的作用（見圖2、圖3、表1）。

圖2 本鋼新一號高爐恢復(fù)過程風(fēng)口面積變化

圖3 本鋼新一號高爐2010年鼓風(fēng)動能變化曲線

4.結(jié)論

(1)通過分析爐缸活性的概念及其影響因素認(rèn)為：爐缸活性是指液態(tài)渣鐵流入爐缸，并能自爐缸內(nèi)自由排出的順暢程度，其影響因素大致可以分為三個方面：主流供料區(qū)的焦炭所提供的“透氣-透液通道”數(shù)量；熔體（渣鐵）的流動性能；風(fēng)口回旋區(qū)的位置，并進(jìn)一步分析了各因素對于爐缸活性的意義。

(2)提出了兩個爐缸活性量化計(jì)算模型，即爐缸工作活躍指數(shù)優(yōu)化模型和爐缸活躍性指數(shù)優(yōu)化模型。通過采集與處理現(xiàn)場高爐數(shù)據(jù)以及編程技術(shù)完成了模型的在線和離線計(jì)算，并成功應(yīng)用于本鋼新一號高爐的生產(chǎn)中，可以有效實(shí)現(xiàn)對高爐爐缸活性的量化計(jì)算，真實(shí)反映爐缸活性狀態(tài)。

表1 2010年本鋼新一號高爐月平均經(jīng)濟(jì)技術(shù)主要指標(biāo)

(3)以本鋼新一號高爐曾經(jīng)發(fā)生的爐缸堆積事故為例，分別從熱制度、造渣制度、送風(fēng)制度、裝料制度四個基本操作制度闡述了恢復(fù)爐缸活性的具體方法和過程。這也是本鋼板材煉鐵廠對于大高爐煉鐵所積累的經(jīng)驗(yàn)。

略

（作者單位：本鋼板材股份有限公司煉鐵廠）