邵思維，謝明輝，何沖，車玉滿，姜喆

（鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009）

裝料制度即通過調(diào)整高爐各環(huán)位的角度、布料圈數(shù)以在高爐爐喉徑向上形成具有不同的布料平臺寬度、料層厚度、徑向O/C比分布等參數(shù)的特定料面形狀，進而調(diào)節(jié)高爐塊狀帶煤氣分布及軟融帶特性，最終達到穩(wěn)定合理的煤氣利用結(jié)果。上部裝料制度是高爐操作的核心。但由于高爐影響因素復雜，實驗室難以有效模擬布料參數(shù)對高爐參數(shù)的影響，且實際生產(chǎn)中，布料平臺寬度通常僅小幅調(diào)整，持續(xù)時間短，數(shù)據(jù)量龐大，噪聲多，難以滿足研究條件。因此，目前對裝料制度參數(shù)的研究主要停留在理論階段。

隨著鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠 （以下簡稱“煉鐵總廠”）高爐大數(shù)據(jù)的建立，收集了5號高爐（2580 m，爐喉直徑 4.1 m）自 2019 年開始，歷時一年的高爐布料逐步調(diào)整數(shù)據(jù)，并結(jié)合鞍鋼自行開發(fā)的計算程序，研究了布料參數(shù)對高爐指標的影響，本文對此做一介紹。

1 布料平臺寬度計算方法

本研究采用鞍鋼實際激光測料面驗證效果較好的公式進行計算。

1.1 爐料落入溜槽前速度

爐料進入溜槽前的初速度見公式（1）。

式中，

v

為落入溜槽前的料流初速度，m/s；

F

為實測爐料出節(jié)流閥時的流量，m/s；

S

為節(jié)流閥投影面積，m；

l

為節(jié)流閥周邊邊長，m；

d

為爐料平均粒度，m。

當爐料與溜槽碰撞后，爐料的運動速度會有一定程度的損失，見公式（2）。

式中，

v

為爐料落入溜槽后的初速度，m/s；

λ

為速度損失系數(shù)。

1.2 爐料落入溜槽后速度

爐料離開溜槽時的末速度見公式（3）。

式中，

v

為爐料離開溜槽時的速度，m/s；

l

為溜槽有效長度，m；g為重力加速度，m/s；

α

為溜槽傾角，°；

μ

為爐料與溜槽摩擦系數(shù)；

w

為溜槽角速度，rad/s。

式中，

L

為溜槽長度，m；

e

為溜槽傾動距，m。

1.3 爐料在空區(qū)的運動

爐料離開溜槽后，受重力和煤氣阻力作用做斜下拋運動。有研究表明，與重力相比，煤氣阻力很小，因此，本研究忽略煤氣作用。爐料落點與高爐中心點距離見公式（5）。

式中，

r

為爐料落點位置，m；

t

為爐料離開溜槽后的下落時間，s；

h

為溜槽末端至料線處的垂直距離，m。

1.4 布料平臺寬度計算

考慮邊緣礦石會向邊緣滾動，布料平臺最外落點定為貼近爐墻，平臺最內(nèi)落點為最小礦角落點，不考慮其向中心滾動的距離。布料平臺寬度見公式（7）。

式中，

L

p為布料平臺寬度，m；

R

為爐喉半徑，m；

r

為最小礦角礦石落點距爐喉中心距離，m。

2 高爐裝料制度研究

2.1 裝料制度調(diào)整過程

2019年5 號高爐提升了風量及產(chǎn)能，逐步將布料平臺寬度由1.25 m縮短至0.86 m，裝料制度調(diào)整過程見表1。期間風量按預期大幅提高，9月開始嘗試礦石4環(huán)位布料，但4環(huán)布料后氣流“蹺蹺板”現(xiàn)象明顯,即中心和邊緣氣流反復此消彼長，兩股氣流均不穩(wěn)定。后改回5環(huán)布料，布料平臺寬度0.96 m，但隨著平臺寬度的縮短，燃料比升高了15～20 kg/t。

表1 高爐裝料制度調(diào)整過程Table 1 Adjustment Process for BF Charging System

2.2 裝料制度調(diào)整效果

依托高爐大數(shù)據(jù)系統(tǒng)，利用計算落點的編程程序進行計算處理，得出了以年度為階段、日均值為單元的高爐制度參數(shù)與高爐指標關(guān)聯(lián)推移圖，具體見圖1。

由圖1可以看出，隨著布料平臺寬度的逐步縮短，高爐風量和綜合焦比均有明顯增加，如圖1中①、②標記處。中心加焦比例和綜合焦比也有較好的正相關(guān)性，但在時間上有1～3天的延時。且當中心焦比例和布料平臺寬度同時同向調(diào)整時，即中心焦比例增加、布料平臺寬度縮短，對綜合焦比的影響非常明顯，如圖1中③標記處。

圖1 高爐制度參數(shù)與高爐指標關(guān)聯(lián)推移圖Fig.1 Transition Diagram of Relationship between BF System Parameters and BF Indexes

3 布料平臺寬度影響分析

3.1 布料平臺寬度對風量的影響分析

高爐風量和布料平臺寬度關(guān)系如圖2所示，可以看出，風量和平臺寬度存在較明顯的關(guān)聯(lián)性。當布料平臺寬度在1.06～1.25 m范圍時，縮短平臺寬度，風量的提升效果最明顯；當布料平臺寬度小于1.06 m時，仍能提升風量但幅度減小。

圖2 高爐風量和布料平臺寬度關(guān)系Fig.2 Relationship between Air Volume and Width of BF Distribution Platform

無礦區(qū)理論認為，應保證無礦區(qū)占爐喉面積比在 45%～50%以上。本研究中，當高爐布料平臺寬度大于1.2 m時，風量明顯大幅下降；當平臺寬度為1.2 m時，其無礦區(qū)占比剛好為50%，這與無礦區(qū)理論完全相符。鞍鋼5號高爐無礦區(qū)占比較大，原因是其燒結(jié)礦粒度較小，所用東燒平均粒徑僅18 mm，而西燒為21 mm。因此，5號高爐布料平臺寬度極限范圍應控制在0.9～1.2 m，且最佳平臺寬度為1.1 m，無礦區(qū)占比53.5%，此時能保證風量及消耗達到最佳匹配。

3.2 布料平臺寬度對綜合焦比的影響分析

高爐布料平臺寬度、熱負荷、綜合焦比的三維散點分布如圖3所示。

圖3 高爐布料平臺寬度、熱負荷、綜合焦比的三維散點分布圖Fig.3 Three-dimensional Spread-out Distribution Diagram of Width of BF Distribution Platform,Heat Load and Comprehensive Coke Ratio of BF

由圖3可以看出，平臺寬度小于1.06 m后，綜合焦比波動區(qū)間增加，分布趨于分散，氣流不穩(wěn)定，“蹺蹺板”現(xiàn)象嚴重，爐況波動大；且隨著平臺寬度的縮短，爐體熱負荷升高。

對高爐各制度階段、不同布料平臺寬度的指標參數(shù)進行階段均值統(tǒng)計，并利用階段均值進行綜合焦比與平臺寬度、中心焦比例的二元回歸分析。高爐各制度階段參數(shù)均值及二元回歸預測值統(tǒng)計見表2。

表2 高爐各制度階段的參數(shù)均值及二元回歸預測值統(tǒng)計表Table 2 Statistical Table of Parameter Mean Values and Predictive Values of Binary Regression at Each Stage of Systems for BF

綜合焦比與中心焦比例、布料平臺寬度的二元回歸結(jié)果為：

式中，

Y

為綜合焦比，kg/t；

X

為中心焦比例，%；

X

為布料平臺寬度，m。棄真概率P值為0.001。

在未考慮其他因素的影響以及高爐大噪聲特點的情況下，70%的擬合度已經(jīng)能較好的模擬綜合焦比與中心加焦及布料平臺寬度之間的關(guān)系，其模型預測的焦比偏差在（-7～1）kg/t范圍。經(jīng)計算得出，布料平臺寬度每減少0.1 m，焦比升高約2.51 kg/t。

4 結(jié)論

通過研究鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠5號高爐布料參數(shù)與風量和綜合焦比的關(guān)系得出：

（1）布料平臺寬度在1.06～1.25 m范圍時，縮短平臺寬度，風量的提升效果最明顯。小于1.06 m，仍能提升風量但幅度減小,且兩股氣流不穩(wěn)定，“蹺蹺板”現(xiàn)象嚴重，爐況波動大。

（2）5號高爐布料平臺寬度極限范圍應控制在0.9～1.2 m，最佳平臺寬度為1.1 m，無礦區(qū)占53.5%，此時能保證風量及消耗達到最佳匹配。

（3）布料平臺寬度和綜合焦比有較強的關(guān)聯(lián)性，布料平臺寬度每減少0.1 m，綜合焦比升高約2.51 kg/t。