王京彬  林運(yùn)朝  李麗紅  

（德龍鋼鐵有限公司煉鐵廠）

摘  要: 對(duì)1號(hào)高爐爐缸侵蝕過(guò)程及原因進(jìn)行分析，通過(guò)使用含鈦料護(hù)爐，提高鼓風(fēng)動(dòng)能，增加直風(fēng)口，提高冷卻強(qiáng)度等措施，最終達(dá)到爐缸侵蝕減緩，高爐冶煉過(guò)程恢復(fù)正常。并對(duì)東南方向冷卻壁爐墻進(jìn)行測(cè)厚計(jì)算。

關(guān)鍵詞：爐缸  冷卻壁水溫差  鼓風(fēng)動(dòng)能

1 引言

1號(hào)高爐2011年12月24日大修投產(chǎn)，當(dāng)時(shí)爐缸采用大炭磚---陶瓷杯復(fù)合砌體，其中爐底為兩層滿鋪半石墨炭磚和兩層滿鋪微孔碳磚加剛玉莫來(lái)石陶瓷砌體。近年來(lái), 隨著爐役的延長(zhǎng)和生產(chǎn)指標(biāo)的不斷強(qiáng)化,自2016年4月開(kāi)始，高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁水溫差升高速度加快，到7月份高爐爐缸 2層?xùn)|南方向冷卻壁部分區(qū)域的水溫差高達(dá)1.6℃以上，短短3個(gè)月時(shí)間爐缸侵蝕如此之快，不僅加重影響了高產(chǎn)、技術(shù)指標(biāo)和成本 ,也嚴(yán)重威脅了爐缸壽命。

2 當(dāng)前爐缸侵蝕情況

2.1  1號(hào)高爐2層11號(hào)至15號(hào)冷卻壁的平均水溫差變化

表1  2016年1號(hào)高爐2層11號(hào)至15號(hào)冷卻壁的平均水溫差變化

從表1可以看出：1號(hào)高爐2016年2層11號(hào)至15號(hào)冷卻壁（東南方向）的平均水溫差變化大體上可以劃分為以下四個(gè)時(shí)期。

1）2016年1月至3月份為1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁水溫差的穩(wěn)定期。

2）2016年4月至7月份為1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁水溫差的快速上升期。

3）2016年8月至10月為1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁水溫差的高溫穩(wěn)定期。

4）2016年11月至12月份為1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁水溫差的再次穩(wěn)定期。

根據(jù)1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁水溫差在2016年期間的變化情況，對(duì)爐缸東南方向側(cè)壁的爐墻侵蝕過(guò)程分時(shí)段進(jìn)行研究。

3 爐缸侵蝕原因分析

3.1高爐鼓風(fēng)動(dòng)能偏低

根據(jù)有關(guān)的文獻(xiàn)，為維持比較合理的高爐煤氣流初次分布，300m3高爐的鼓風(fēng)動(dòng)能以控制在30 kw至40 kw之間比較適宜；300m3至500 m3高爐的鼓風(fēng)動(dòng)能以控制在35kw至50 kw之間比較適宜；500m3至1000 m3高爐的鼓風(fēng)動(dòng)能以控制在40kw至70 kw之間比較適宜。

根據(jù)高爐煉鐵學(xué)的基本原理，高爐鼓風(fēng)動(dòng)能的計(jì)算公式見(jiàn)公式（1）所示：

                V₀³ T²

E =4.12×10^-16—————                        (1)

               S² P²

公式（1）中：

E：鼓風(fēng)動(dòng)能，kw

V₀：?jiǎn)蝹�(gè)風(fēng)口的進(jìn)風(fēng)量，Nm³/min

T：高爐鼓風(fēng)的絕對(duì)溫度，K

S：?jiǎn)蝹�(gè)風(fēng)口的截面積，m²

P：高爐鼓風(fēng)的絕對(duì)壓力，P=表壓+0.1013 MPa

通過(guò)計(jì)算得出1號(hào)高爐2016年1月至7月的高爐鼓風(fēng)動(dòng)能處在41.29 kw至45.27 kw之間，平均鼓風(fēng)動(dòng)能為43.42 kw。根據(jù)上述通用標(biāo)準(zhǔn)，德龍鋼鐵公司1號(hào)高爐(580 m³)2016年1月至7月的高爐鼓風(fēng)動(dòng)能雖然合理，但仍然處在相對(duì)比較低的范圍之內(nèi)，高爐爐缸中心死料柱區(qū)域難以得到充分疏通，渣鐵在高爐爐缸中心的流動(dòng)過(guò)程受到抑制，促使比較多的渣鐵在爐缸邊緣進(jìn)行流動(dòng)。

3.2 爐缸熱應(yīng)力作用

由于整體大塊碳磚兩端受熱不同，碳磚兩端溫差最高時(shí)可以達(dá)到1200℃左右，熱應(yīng)力隨著溫差升高而增大，當(dāng)熱應(yīng)力超過(guò)碳磚破損的極限時(shí)，碳磚開(kāi)始出現(xiàn)裂縫而后破損。碳磚溫差實(shí)際上與高爐爐墻侵蝕過(guò)程緊密相關(guān)，在大多數(shù)條件下，冷卻壁一端碳磚的溫度升高幅度是非常有限的，而碳磚高溫端的溫度與渣鐵溫度比較接近，也是比較固定的，爐墻侵蝕越嚴(yán)重，碳磚的長(zhǎng)度就越短，碳磚單位長(zhǎng)度內(nèi)的溫差也就越大，熱應(yīng)力也就越大，對(duì)碳磚的侵蝕速度也就越快。在高爐開(kāi)爐初期，高爐爐缸內(nèi)層的陶瓷杯比較完整，碳磚內(nèi)側(cè)的溫度比較低，碳磚的溫差處在碳磚完全可以接受的范圍之內(nèi)，熱應(yīng)力作用對(duì)碳磚的侵蝕作用基本上沒(méi)有。高爐生產(chǎn)運(yùn)行一段時(shí)間后，由于種種偶發(fā)因素導(dǎo)致高爐爐缸內(nèi)層的陶瓷標(biāo)會(huì)被侵蝕，碳磚高溫端的溫度會(huì)明顯升高，碳磚單位長(zhǎng)度內(nèi)的溫差則明顯上升，當(dāng)碳磚的溫差超過(guò)了碳磚可以接受的范圍，熱應(yīng)力作用對(duì)碳磚的侵蝕速度就會(huì)增加。也就是說(shuō)，高爐爐缸和爐底耐火材料只有被侵蝕到某種程度后，熱應(yīng)力才會(huì)明顯顯現(xiàn)出侵蝕高爐爐缸和爐底耐火材料的作用。

3.3堿金屬和鋅侵蝕

堿金屬和鋅侵蝕是堿金屬和鋅蒸汽侵入爐缸和爐底耐火材料中，與爐缸和爐底耐火材料形成新的化合物（K₂CO₃、Na₂CO₃、ZnO等），這些化合物容易產(chǎn)生結(jié)晶變化，導(dǎo)致體積膨脹，破壞爐缸和爐底耐火材料。

表2

從表2可以看出2016年1月至2016年7月堿金屬負(fù)荷（K₂O+Na₂O）處在3.62kg/t至5.14 kg/t之間，堿金屬負(fù)荷（K₂O+Na₂O）的平均值為4.51kg/t，工藝要求堿金屬負(fù)荷≤3kg/t；高爐鋅（Zn）負(fù)荷處在0.28kg/t至0.48kg/t之間，鋅（Zn）負(fù)荷的平均值為0.39kg/t，而工藝要求鋅負(fù)荷≤0.15kg/t。從長(zhǎng)期觀察來(lái)看，德龍鋼鐵公司1號(hào)高爐堿金屬負(fù)荷（K₂O+Na₂O）和鋅（Zn）負(fù)荷都是比較高的。根據(jù)高爐冶煉的實(shí)踐，堿金屬和鋅侵蝕對(duì)高爐爐缸耐火材料的破壞較大，因此認(rèn)為堿金屬和鋅負(fù)荷高是1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁水溫差在2016年4月至7月快速升溫的主要原因。

3.4大量采用斜風(fēng)口導(dǎo)致高爐爐缸渣鐵環(huán)流比較嚴(yán)重

由于渣鐵溫度高和比重比較大（特別是鐵水的比重比較大），渣鐵在爐缸中的環(huán)流是加速高爐爐缸和爐底耐火材料侵蝕最重要的因素。渣鐵在高爐爐缸中產(chǎn)生環(huán)流的原因主要有兩個(gè)，一是鐵口和渣口在高爐爐缸中的結(jié)構(gòu)特征，高爐爐缸是典型的園柱型結(jié)構(gòu)，鐵口和渣口分別處在園柱體的某一個(gè)方向上，其它區(qū)堿的渣鐵需要通過(guò)自由流動(dòng)才能進(jìn)入到渣口和鐵口，而爐缸邊緣又是渣鐵流動(dòng)阻力最小的區(qū)域。二是高爐鼓風(fēng)壓力對(duì)爐缸中渣鐵環(huán)流的驅(qū)動(dòng)，高爐鼓風(fēng)巨大的壓力不僅能夠促使?fàn)t缸煤氣流上升，同時(shí)也會(huì)驅(qū)動(dòng)渣鐵環(huán)流進(jìn)入渣口和鐵口，當(dāng)高爐爐缸中心死料柱區(qū)域比較阻塞時(shí)，渣鐵在高爐爐缸中心的流動(dòng)就會(huì)受到比較大的阻力，渣鐵環(huán)流就會(huì)得到加強(qiáng)。風(fēng)口傾角（斜風(fēng)口）越大，風(fēng)口到渣鐵層間的距離也就越短，雖然可以明顯提高爐渣和鐵水的溫度，但施加給渣鐵向下方向的作用力就會(huì)越大，對(duì)渣鐵環(huán)流的促進(jìn)作用也就越明顯，對(duì)爐缸的侵蝕也就越來(lái)越嚴(yán)重。

4 延緩爐缸侵蝕措施

4.1 提高鼓風(fēng)動(dòng)能

高爐鼓風(fēng)動(dòng)能提高后，高爐爐缸中心死料柱區(qū)域的疏松狀態(tài)有所改善，渣鐵在高爐爐缸中心的流動(dòng)過(guò)程也會(huì)得到改善，高爐爐缸渣鐵環(huán)流就會(huì)減弱，從而有利于抑制高爐爐缸和爐底耐火材料的侵蝕過(guò)程。

將德龍鋼鐵公司1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁爐墻侵蝕最嚴(yán)重區(qū)域的風(fēng)口完全封死，風(fēng)口由16個(gè)減少至15個(gè)。

被封死風(fēng)口兩側(cè)兩個(gè)風(fēng)口的直徑由110mm改為105mm，其余11個(gè)風(fēng)口直徑仍然保留為110mm，從而提高爐缸侵蝕區(qū)域兩側(cè)的鼓風(fēng)動(dòng)能。

4.2適當(dāng)降低入爐鋅負(fù)荷

（1）減少燒結(jié)礦中紅泥配用量

圖1

從圖1中可以看出：從2016年7月份開(kāi)始，燒結(jié)礦中紅泥配用量開(kāi)始逐步減少。 

從圖2中可以看出：從7月份開(kāi)始入爐鋅負(fù)荷開(kāi)始明顯下降，9月份以后，完全達(dá)到工藝要求范圍。

（2）適當(dāng)降低爐渣堿度

    排出堿金屬的主要渠道是爐渣，借鑒承鋼《高爐堿金屬負(fù)荷的研究及應(yīng)對(duì)措施》，并結(jié)合生鐵質(zhì)量情況將爐渣堿度控制在1.1-1.2之間，這樣既能滿足脫硫能力，又能達(dá)到排堿效果。

4.3 將風(fēng)口更換為斜風(fēng)口：

因?yàn)樾憋L(fēng)口到渣鐵層間的距離較短，雖然可以明顯提高爐渣和鐵水的溫度，但施加給渣鐵向下方向的作用力就會(huì)越大，對(duì)渣鐵環(huán)流的促進(jìn)作用也就越明顯，對(duì)爐缸的侵蝕也就越來(lái)越嚴(yán)重。

首先將堵死風(fēng)口兩側(cè)的兩個(gè)風(fēng)口由斜風(fēng)口改為平風(fēng)口，之后逐步將其余10個(gè)斜風(fēng)口更換為直風(fēng)口。

4.4 提高侵蝕方向冷卻壁的冷卻強(qiáng)度：

由于單聯(lián)的冷卻壁比雙聯(lián)的冷卻壁單位面積過(guò)水量大，從而提高冷卻強(qiáng)度，使?fàn)t缸內(nèi)渣鐵等溫線向里轉(zhuǎn)移，延緩了爐缸的侵蝕。

2016年8月16日，將爐缸東南方向2層11號(hào)至15號(hào)冷卻壁連接方式由雙聯(lián)變?yōu)閱温?lián).

 4.5 使用含鈦料護(hù)爐：

高熔點(diǎn)的含鈦化合物在高爐爐缸側(cè)壁形成比較穩(wěn)定的渣皮，降低了爐缸耐火材料（碳磚）的溫度差，抑制或基本消除了熱應(yīng)力作用對(duì)高爐爐缸側(cè)壁耐火材料（碳磚）的侵蝕。冷固結(jié)含鈦球團(tuán)礦和含鈦天然塊礦中最重要的化學(xué)成分是TiO2， TiO2進(jìn)入高爐后一部分會(huì)被碳直接還原生成金屬Ti進(jìn)入鐵水，一部分TiO2會(huì)以TiO、TiC、TiN和TiCN等高熔點(diǎn)物質(zhì)進(jìn)入爐渣，由于TiO（熔點(diǎn)1750℃）、TiC（熔點(diǎn)3017℃）、TiN（熔點(diǎn)2950℃）和TiCN（熔點(diǎn)2984℃）等物質(zhì)的熔點(diǎn)都非常高，在高爐內(nèi)根本不可能熔化，只能以固體狀態(tài)存在，處在高爐爐缸側(cè)壁附近的上述物質(zhì)就會(huì)在高爐爐缸側(cè)壁形成比較穩(wěn)定的渣皮，降低爐缸耐火材料（碳磚）內(nèi)側(cè)的溫度和耐火材料本體的溫度差，由爐缸耐火材料本體溫度差產(chǎn)生的熱應(yīng)力作用自然也就得到減緩或基本消除。

表3 鐵水溫度和Ti溶解關(guān)系

借鑒首鋼《爐缸侵蝕處理與有效補(bǔ)爐操作》理念，從鈦的溶解度分析，大于1350℃的鐵水，其中的鈦很難析出、沉積，除非鐵水中鈦的濃度大于0.21%；如鐵水溫度接近1200℃，即使鈦濃度0.08%或更低，鈦也會(huì)析出、沉積。所以鐵水溫度和鈦的濃度是補(bǔ)爐的決定性條件。因此要求護(hù)爐期間鐵水物理熱必須大于1450℃。

1號(hào)高爐從2016年5月1日開(kāi)始加鈦球護(hù)爐，要求鐵水中的[Ti]含量控制在0.2%左右，硅+鈦達(dá)到0.6，根據(jù)此標(biāo)準(zhǔn)調(diào)整鈦球的加入量。

采取上述五項(xiàng)技術(shù)措施后，德龍鋼鐵公司1號(hào)高爐爐缸2層?xùn)|南方向冷卻壁平均水溫差由1.35左右降低至1.15℃左右（見(jiàn)表1所示），至此，高爐冶煉過(guò)程完全恢復(fù)正常。

4.6爐缸侵蝕部位測(cè)厚從理論計(jì)算與實(shí)際進(jìn)行對(duì)比：

（1）理論計(jì)算

根據(jù)傅里葉傳熱方程， 1號(hào)高爐爐缸東南方向側(cè)壁碳磚殘余厚度的計(jì)算公式見(jiàn)公式（3）所示。

δ=λ×（T₁-T₂）÷q                             （3）

公式（3）中：

δ：高爐爐缸側(cè)壁碳磚殘余厚度，mm

λ：碳磚導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m∙℃)

T₁：爐缸碳磚高溫段溫度，℃

T₂：爐缸側(cè)壁熱電偶溫度，℃

q：冷卻壁熱流強(qiáng)度，W/m²

根據(jù)1號(hào)高爐設(shè)計(jì)圖紙和2017年5月的生產(chǎn)數(shù)據(jù)以及相關(guān)技術(shù)資料，利用公式（3）可以計(jì)算出1號(hào)高爐爐缸東南方向側(cè)壁不同標(biāo)高處的微孔碳磚殘余厚度，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4所示。從表4中可以看出： 1號(hào)高爐爐缸東南方向側(cè)壁標(biāo)高為6815m處（6層碳磚與7層碳磚之間）的微孔碳磚殘余厚度最小，微孔碳磚殘余厚度只有124mm左右，有必要采取有效的技術(shù)措施來(lái)控制或減緩爐缸側(cè)壁微孔碳磚的侵蝕。同時(shí)1號(hào)高爐爐缸東南方向側(cè)壁標(biāo)高為7191m處的（7層炭磚與8層炭磚之間）微孔碳磚殘余厚度則次之，微孔碳磚殘余厚度僅為133mm左右。

表4  1號(hào)高爐爐缸東南方向側(cè)壁微孔碳磚殘余厚度

注：表中微孔炭磚殘余厚度是以熱電偶插入位置（距爐殼315mm）為零點(diǎn)的。需要特別說(shuō)明的是，由于爐缸東南方向側(cè)壁測(cè)溫點(diǎn)的數(shù)據(jù)十分有限，且缺少插入深度為195mm的熱電偶數(shù)據(jù)，加上計(jì)算過(guò)程邊界條件的設(shè)置和碳磚導(dǎo)熱系數(shù)選擇的影響，計(jì)算結(jié)果可能存在誤差。

（2）實(shí)際測(cè)量：

    1 號(hào)高爐停爐大修后，對(duì)爐缸東南方向爐墻測(cè)厚如圖5所示：

2017年高爐停爐大修后實(shí)際測(cè)得數(shù)據(jù)

1號(hào)高爐爐底和爐缸東南方向冷卻壁在2017年5月的冷卻強(qiáng)度已經(jīng)偏高，實(shí)際測(cè)得高爐爐缸東南方向側(cè)壁微孔碳磚殘余厚度最小處為120m左右，與大修前理論計(jì)算（124mm）基本一致 ，誤差僅為4mm。

5 結(jié)論

1）大量使用斜風(fēng)口及鋅負(fù)荷高是爐缸侵蝕的主要原因，鼓風(fēng)動(dòng)能低及爐缸內(nèi)部應(yīng)力是爐缸侵蝕的次要原因。

2）通過(guò)堵風(fēng)口、降低入爐鋅負(fù)荷等措施在延緩爐缸侵蝕上，取得了較好的效果。 3）通過(guò)爐缸侵蝕理論計(jì)算與實(shí)際測(cè)厚數(shù)據(jù)對(duì)比基本一致，該技術(shù)為今后高爐爐缸侵蝕計(jì)算提供了有力的數(shù)據(jù)