李林春，趙東明，張延輝，楊長亮

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

鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠10號高爐（3200 m3）于2013年5月15日投產(chǎn)，隨著投產(chǎn)時間的增長，受設計原因、耐材施工質(zhì)量缺陷、投產(chǎn)后原料質(zhì)量波動等諸多因素的影響，高爐爐缸局部受到一定程度的侵蝕，其中3號鐵口出現(xiàn)爐缸側(cè)壁溫度持續(xù)升高和側(cè)壁溫度波動幅度大的現(xiàn)象，嚴重制約著高爐產(chǎn)能釋放以及安全生產(chǎn)。為此，分析了爐缸炭磚侵蝕原因，采取了一系列護爐措施，在爐缸長壽基礎上實現(xiàn)了產(chǎn)能提升，本文對此做一介紹。

1 存在問題及原因分析

1.1 爐缸構造及現(xiàn)狀

10號高爐爐缸砌筑結(jié)構如圖1所示。高爐爐缸側(cè)壁第5～12層采用德國西格里超微孔碳磚，13～15層采用國產(chǎn)微孔碳磚，第5～12層超微孔碳磚外側(cè)采用模壓微孔小塊炭磚；爐缸側(cè)壁內(nèi)側(cè)第7～15層采用國產(chǎn)小塊微孔剛玉磚陶瓷杯結(jié)構。

圖1 10號高爐爐缸砌筑結(jié)構Fig.1 Hearth Masonry Construction of No.10 BF

應用數(shù)學模型計算3號鐵口下部爐缸環(huán)碳剩余厚度，見圖2，可以看出炭磚呈逐漸侵蝕狀態(tài)。

圖2 3號鐵口下部爐缸環(huán)碳剩余厚度Fig.2 Residual Thickness of Carbon Bricks around Hearth beneath Lower Part of No.3 Taphole

1.2 侵蝕原因分析

1.2.1 爐缸側(cè)壁正常生產(chǎn)侵蝕

高爐爐缸側(cè)壁除了鐵水流動、鐵水滲透和熱應力等機械磨損外，還存在碳的溶解、爐料中有害雜質(zhì)以及裂解碳和水蒸氣等引起的混合化學反應侵蝕，以上因素共同作用導致爐缸側(cè)壁受到不同程度的自然侵蝕。

1.2.2 爐缸側(cè)壁非正常侵蝕

由于10號高爐爐缸砌筑施工時正處于冬季，炭磚與冷卻壁之間密實程度不夠，爐殼與冷卻壁之間壓漿不密實，造成生產(chǎn)過程中高溫煤氣流形成通道，高溫煤氣流竄到爐殼與冷卻壁間；加之日常操作中冷卻設備破損未得到及時更換，大量水進入爐缸形成水煤氣，水煤氣進入固有通道，導致爐缸側(cè)壁熱負荷急劇增加，使爐缸側(cè)壁局部侵蝕加劇。

1.2.3 高爐后期操作因素導致側(cè)壁侵蝕

在開爐生產(chǎn)過程中，爐前操作鐵口深度控制不到位，或炮泥質(zhì)量變差和波動導致鐵口深度頻繁波動，均會造成鐵口區(qū)域泥包不穩(wěn)定，甚至出現(xiàn)悶炮等現(xiàn)象，致使爐缸側(cè)壁區(qū)域受損，加劇側(cè)壁侵蝕。同時，高爐采用中心加焦模式生產(chǎn)，焦炭質(zhì)量惡化且中心焦炭過多會造成中心死料柱增大，導致爐缸渣鐵透液性下降，爐缸環(huán)流增加，形成爐缸側(cè)壁局部侵蝕。

2 護爐措施

2.1 提高原燃料質(zhì)量

堅持精料方針，同時為了更加適合當前高爐生產(chǎn)，打破“七分原料+三分操作”傳統(tǒng)思維，調(diào)整為“五分原料+四分操作+一分設備管理”模式。10號高爐使用焦炭以化工自產(chǎn)為主，同時配少量外購焦炭，日常在關注焦炭灰分、揮發(fā)分、含硫量等化學指標的基礎上，更加重視焦炭M40、M10、焦炭粒徑、焦炭反應性CRI和焦炭反應后強度CSR等指標情況，結(jié)合高爐自身生產(chǎn)需求，不斷提高對原燃料質(zhì)量的要求，焦炭M40由89.0%提高到90.1%，M10由 5.8%降低到 5.4%，CRI由 24.2%降低到23.2%，CSR由63.7%提高到65.3%，焦炭平均粒徑由50.8 mm提高到52.5 mm。焦炭質(zhì)量的改善和穩(wěn)定為高爐穩(wěn)定順行、活躍爐缸、減少爐缸環(huán)流提供了保障。

2.2 重視爐型和爐缸管理

合理的爐型是高爐長期穩(wěn)定順行和降低綜合焦比的基礎，高爐操作者不只要注重爐型管理，更重要的是保證長期合理的操作爐型。

2.2.1 建立高爐爐型診斷模型

10號高爐通過建立高爐診斷模型和在爐身新增加8個方向的水溫差和熱負荷實時監(jiān)控，逐漸摸索出適合高爐自身的相關參數(shù)。爐腹煤氣量和爐腹煤氣指數(shù)計算公式分別見式（1）、（2）。

式中，V為爐腹煤氣量，m3/min；V風為高爐鼓風風量，m3/min；V氧為富氧量，m3/h；W煤為平均每小時噴吹煤量，t/h；H煤%為煤粉中 H 含量（質(zhì)量分數(shù)），%；K為爐腹煤氣指數(shù)，m/min。

10號高爐堅持提高風壓和增加風量，實現(xiàn)風壓410 kPa、頂壓235 kPa，風量由4 800 m3/min提升至5 100 m3/min，見圖3。利用日常生產(chǎn)數(shù)據(jù)，通過公式（1）（2）計算，摸索出適合高爐的爐腹煤氣量為6 500～7 000 m3/min，爐腹煤氣指數(shù)為55～60 m/min，超出以上范圍，高爐需要立即調(diào)整，避免長時間偏離合理范圍后高爐出現(xiàn)爐況波動，導致爐缸不活躍。

圖3 2018年10號高爐入爐風量變化趨勢Fig.3 Change Trend of Blast Volume Charged into No.10 BF in 2018

2.2.2 加強爐缸狀態(tài)管理

保持爐缸活躍性是高爐順行、降低消耗的基礎。高爐鐵水物理熱不達標、長期低爐溫會導致爐缸不活躍。爐缸物理熱指數(shù)計算公式見式（3）。

式中，Ktp為爐缸物理熱指數(shù)；tp為每次鐵的平均鐵水溫度，℃；[Si]為每次鐵的平均鐵水 Si含量，%。

實踐證明，鐵水溫度1 500～1 510℃、鐵水Si含量0.4%～0.5%對保持爐缸活躍有利，10號高爐爐缸物理熱Ktp的適宜范圍為2.5～3.0。10號高爐物理熱指數(shù)、鐵水硅數(shù)變化趨勢如圖4所示。

圖4 10號高爐物理熱指數(shù)、鐵水硅數(shù)變化趨勢Fig.4 Change Trend of Physical Heat Index and Silicon Content in Molten Iron of No.10 BF

在日常操作中，10號高爐規(guī)定鐵水Si含量在0.45%～0.55%，嚴禁長時間低爐溫操作，保證風溫1 190～1 200℃以上，首選通過調(diào)整煤量實現(xiàn)熱量平衡，當煤量連續(xù)使用3 h后爐溫和物理熱仍不達標時，需調(diào)整焦炭負荷且必要時減風減氧控制強度，以保證爐溫和鐵水物理熱達標，待爐溫和物理熱恢復正常水平后，焦炭負荷調(diào)整到正常水平。10號高爐實現(xiàn)爐溫穩(wěn)定率和合格率均達到90%以上。

2.3 細化爐前操作

2.3.1 爐前渣鐵組織合理化

10號高爐細化爐前操作和操作制度的貫徹執(zhí)行，加強設備維護和監(jiān)管，避免設備故障影響高爐出鐵節(jié)奏。同時，建立爐前耐材和炮泥管理規(guī)定，具體如下：

（1）保證日常主溝維護兩供兩備原則，鐵口停下后必須保證12～15個工作日具備開鐵口條件；

（2）高爐主溝通鐵量必須達到合同要求，不能隨意放砂口或停下；

（3）高爐鐵口深度3.3～3.5 m，鉆頭直徑53～57 mm，保證出鐵流速 5.7～6.0 t/min，當高爐渣鐵排放不及時，可以選擇零間隔或者負間隔出鐵，保證出凈渣鐵；

（4）建立炮泥跟蹤和評價機制。記錄高爐每次鐵的炮泥打泥量、鐵口深度、處理鐵口時間、出鐵流速、每次拔炮時間、是否使用氧氣燒鐵口以及是否折鐵口等，利用全月數(shù)據(jù)評價炮泥是否滿足高爐生產(chǎn)。

2.3.2 含鈦炮泥爐缸側(cè)壁局部護爐

鐵水對TiC、TiN的潤濕角比較小，因此鐵水很容易潤濕并粘附Ti（C，N），在鐵水珠外形成一層Ti（C，N）薄殼，懸浮在渣鐵界面。 由于 TiC、TiN 熔點高 （TiC熔點為3 150℃，TiN熔點為2 950℃，高于渣鐵溫度），只能呈半熔融或固相狀態(tài)懸浮在鐵口周圍渣鐵中及其界面處，出鐵時會隨著渣鐵液面的下降逐步沉積到鐵口周圍的磚襯上，達到足夠的沉積量后，在泥包周圍磚襯上形成鈦積保護層。

10號高爐采用一種特殊的含鈦炮泥，這種含鈦炮泥引入的反應催化劑可以大大降低TiO2的反應溫度，鐵水溫度達到1 400℃以上即可啟動反應，在炮泥中加入氮化物細粉，反應中N2析出，可以促進反應生成TiN。長期使用這種炮泥后可使鐵口區(qū)域局部鈦保護層的結(jié)構致密、硬度大、熱阻性大、熔點高，附于鐵口周圍的磚襯或凝鐵層之上，起到保護鐵口區(qū)域的作用，有效降低鐵口區(qū)域爐缸側(cè)壁溫度。

2.4 提高釩鈦礦護爐效果

2.4.1 提高爐缸冷卻能力

由于10號高爐采用爐缸和爐身一體式冷卻模式，爐缸冷卻能力不足。針對爐缸側(cè)壁3號鐵口溫度高的情況，在其下方增加兩臺加壓泵，對鐵口區(qū)域的6根水管加壓增加水量，增加局部區(qū)域的冷卻強度，促進鐵水中鈦析出生成Ti（C，N）。同時，基于10號高爐爐底水冷管在爐基板上，爐底冷卻能力高于其他高爐，為了減少鐵水環(huán)流對側(cè)壁的侵蝕，將爐底水量由原來的600 m3/h減少至500 m3/h。

2.4.2 長期使用釩鈦礦護爐

10號高爐護爐期間鐵中鈦含量控制在0.100%～0.120%，后期由于煉鋼要求Si+Ti＜0.7%，高爐減少入爐鈦量，將鐵中鈦含量控制在0.060%～0.090%，仍能滿足護爐效果。同時，在護爐期間，終渣堿度由原來的1.16提升至1.18，促進渣中TiO2的還原，以達到護爐效果。

2.5 控制冷卻設備破損及減少中心加焦比例

10號高爐為了減少冷卻設備破損，進行了風口質(zhì)量提升，加強煤槍狀態(tài)管理，以及壞風口減水制度建設等工作，實現(xiàn)了全年壞風口數(shù)量的減少，避免了大量水進入爐缸影響爐缸長壽。10號高爐近年風口破損統(tǒng)計見表1，可以看出，風口破損數(shù)量逐年降低。

表1 10號高爐近年風口破損數(shù)量統(tǒng)計Table 1 Statistics of Damaged Number of Tuyeres of No.10 BF in Recent Years 個

10號高爐優(yōu)化布料制度，通過縮小下部風口面積和縮小布料平臺采用5檔布料增加風量，中心加焦比例大幅度下降（見表2），爐芯溫度呈明顯上升趨勢（見圖5），爐缸更加活躍，減少了爐缸中心死料柱，減少了渣鐵環(huán)流帶來的側(cè)壁侵蝕。

表2 10號高爐近年中心加焦比例Table 2 Proportions of Adding Coke at Certer of No.10 BF in Recent Years %

圖5 2018年10號高爐爐芯溫度變化趨勢Fig.5 Change Trend of Furnace Core Temperatures of No.10 BF in 2018

3 實踐效果

通過采取上述措施，高爐近年來產(chǎn)能逐漸提升。2015-2018年10號高爐產(chǎn)能如表3所示。10號高爐2018年在確保爐缸長壽前提下實現(xiàn)了歷史最好經(jīng)濟指標，入爐焦比315 kg/tFe，煤比162 kg/tFe，燃料比515 kg/tFe，日平均產(chǎn)量7 500 t/d（同年4月份實現(xiàn)日平均產(chǎn)量7 780 t/d），在爐缸長壽的基礎上實現(xiàn)了產(chǎn)能的提升。

表3 2015-2018年10號高爐產(chǎn)能Table 3 Production Capacities of No.10 BF from 2015 to 2018 萬t

4 結(jié)語

鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠10號高爐針對爐缸長壽與高產(chǎn)能的問題，采取了提高原燃料質(zhì)量，重視爐型和爐缸管理，細化爐前操作，提高釩鈦礦護爐效果，控制冷卻設備破損及減少中心加焦比例等措施，護爐效果明顯，在爐缸長壽的基礎上實現(xiàn)了產(chǎn)能的提升，值得參考和借鑒。