酒鋼7號(hào)高爐(2500m第二代)于2020年6月30日投產(chǎn),爐缸直徑11100mm,風(fēng)口26個(gè),間距1341mm。7號(hào)高爐開爐以來,長(zhǎng)期面臨風(fēng)口破損問題,尤其是在原燃料條件變化、爐況波動(dòng)、高爐檢修爐況恢復(fù)階段,易出現(xiàn)風(fēng)口破損加劇。2021-2022年,累計(jì)破損風(fēng)口326個(gè)。為此,分析了風(fēng)口破損機(jī)理及原因,并采取了相應(yīng)的治理措施，

風(fēng)口破損狀況、機(jī)理及原因1

1.1 風(fēng)口破損狀況

(1)風(fēng)口破損數(shù)量。7號(hào)高爐2021年累計(jì)破損風(fēng)口159個(gè),2022年累計(jì)破損風(fēng)口167個(gè)。2021年,風(fēng)口破損數(shù)量較多的為5、6、9、10月,分別破損37、23、31、26個(gè)(見圖1):2022年風(fēng)口破損數(shù)量較多的為4、5、10、11月,分別破損 19 、37、14、17 個(gè)。

(2)風(fēng)口破損頻次及破損部位。為分析風(fēng)口破損頻次與圓周方向分布的關(guān)系,對(duì)單個(gè)風(fēng)口的破損次數(shù)進(jìn)行了統(tǒng)計(jì),2021-2022年7號(hào)高爐風(fēng)口破損次數(shù)分布如圖2所示。由圖2可以看出,破損次數(shù)較高的(8次以上)風(fēng)口分布在4~6號(hào)、10~12號(hào)15~22號(hào)、24~26號(hào)風(fēng)口區(qū)城。

為研究7號(hào)高爐風(fēng)口破損原因,對(duì)風(fēng)口破損部位進(jìn)行統(tǒng)計(jì),2021-2022年.7號(hào)高爐風(fēng)口不同部位破損比例如圖3所示。由圖3可以看出,風(fēng)口下部

(1)高爐內(nèi)渣鐵不能及時(shí)排出爐外,導(dǎo)致爐內(nèi)渣鐵存儲(chǔ)空間減少,從而引起爐料透氣性下降。因渣鐵的不均勻、不及時(shí)排出,在出鐵前后,爐內(nèi)料速極易變化,難行、崩料、低料線導(dǎo)致渣皮脫落,脫落的渣皮引起風(fēng)口區(qū)域冷卻設(shè)備熱負(fù)荷波動(dòng),增加了風(fēng)口破損的機(jī)率。

(2)低爐溫低堿度,爐渣熔點(diǎn)低,成渣時(shí)間早:高爐溫高堿度,爐渣熔點(diǎn)高,成渣時(shí)間晚。爐渣堿過高或過低,都會(huì)使?fàn)t渣黏度增加,影響料柱透氣

破損比例最高,2021年和2022年分別為57.23%665.27%,其次為前端內(nèi)破損和上部破損,存在風(fēng)口磨漏、本體燒損和本體龜裂的現(xiàn)象。1.2 風(fēng)口破損機(jī)理

煉鐵相關(guān)專家[-3]和國(guó)內(nèi)鋼鐵企業(yè)[4-5]的研究表明,風(fēng)口破損機(jī)理為風(fēng)口受熱超負(fù)荷,冷卻介質(zhì)難以及時(shí)導(dǎo)熱,從而導(dǎo)致風(fēng)口套溫度高于銅質(zhì)固液相反應(yīng)的界限溫度(700℃)當(dāng)達(dá)到銅劇烈氧化的界限溫度(900℃)時(shí),風(fēng)口很快在高溫高壓下燒壞漏水。主要原因有以下幾個(gè)方面:

性,容易燒損風(fēng)口[6]

(3)高爐邊沿氣流過度發(fā)展,生成的渣鐵量大相較于正常情況,渣鐵更易沿爐墻下滴,當(dāng)有少量的渣鐵滴落在風(fēng)口上部時(shí),就會(huì)造成風(fēng)口破損7,這種原因造成風(fēng)口前比較頻繁的生降現(xiàn)象。另外.邊沿氣流過分發(fā)展,往往造成爐腹處渣皮不穩(wěn),頻繁脫落,脫落的渣皮順爐墻而下,大量未充分預(yù)熱的渣塊在風(fēng)口前熔化,使風(fēng)口前溫度迅速降低,渣鐵流動(dòng)性變差,不能迅速滲透進(jìn)爐缸而積聚在風(fēng)口前,使風(fēng)口破損。

(4)高爐爐缸堆積,無論是中心堆積還是邊沿堆積,都會(huì)造成爐缸容積變小[6]。爐缸堆積后,渣鐵面將比原來升高,高爐就會(huì)表現(xiàn)出壓量關(guān)系緊張料速不均勻等現(xiàn)象,爐內(nèi)渣鐵就容易將風(fēng)口燒損爐缸堆積后,高爐死焦堆透液性變差,致使風(fēng)口前有渣鐵聚集,從而燒壞風(fēng)口。

(5)高爐熱制度波動(dòng),高爐爐涼后恢復(fù)爐況常常造成大量風(fēng)口破損。其主要原因是爐缸死焦堆透液性差,渣鐵不能及時(shí)滲透到爐缸,在風(fēng)口前聚集導(dǎo)致風(fēng)口破損。這種原因造成的破損,破損部位一般多在風(fēng)口下部。

(6)高爐鼓風(fēng)動(dòng)能不足。高爐長(zhǎng)期減風(fēng),風(fēng)量小,在進(jìn)風(fēng)面積不變的情況下,風(fēng)口回旋區(qū)變小,渣鐵就可能燒損風(fēng)口前端。

(7)高爐噴吹時(shí),煤粉從噴槍進(jìn)入吹管,經(jīng)過風(fēng)口進(jìn)入高爐,如果噴槍不正,容易磨損風(fēng)口。

(8)風(fēng)口結(jié)構(gòu)不合理會(huì)造成風(fēng)口本體受熱不均勻,熱負(fù)荷高的部位容易燒損。風(fēng)口鑄造質(zhì)量不合格,在風(fēng)口本體受熱時(shí),出現(xiàn)風(fēng)口龜裂現(xiàn)象,增加風(fēng)口破損幾率。

1.3 風(fēng)口破損原因

(1)風(fēng)口破損與送風(fēng)參數(shù)的關(guān)系。2021-2022年.7號(hào)高爐送風(fēng)思路由“小面積、短風(fēng)口”調(diào)整為“大面積、長(zhǎng)風(fēng)口”,旨在穩(wěn)定邊沿氣流、治理風(fēng)口破損。主要送風(fēng)參數(shù)及風(fēng)口破損數(shù)量見表1。由表1可以看出“小面積、短風(fēng)口”送風(fēng)參數(shù)下,風(fēng)口破損數(shù)量明顯增加,在逐步增加送風(fēng)面積和風(fēng)口長(zhǎng)度后風(fēng)口破損數(shù)量有所下降,說明“大面積、適宜風(fēng)口長(zhǎng)度”送風(fēng)參數(shù)有利于治理風(fēng)口破損。

2021年9月,3號(hào)、4號(hào)干熄焦設(shè)備檢修23天

2022年9月干熄焦設(shè)備檢修41天,高爐爐況順行狀況變差,風(fēng)口破損加劇。2022年5月,因高爐布料溜槽托架變形,布料角度失真導(dǎo)致爐況失常,檢修后爐況恢復(fù)階段風(fēng)口破損加劇。

(2)風(fēng)口破損與鼓風(fēng)動(dòng)能的關(guān)系。2021-2022年,由于設(shè)備故障、長(zhǎng)期檢修、堵風(fēng)口限產(chǎn)、爐況調(diào)整等因素,7號(hào)高爐鼓風(fēng)動(dòng)能不穩(wěn)定。風(fēng)口破損數(shù)量及鼓風(fēng)動(dòng)能的變化如圖4所示。由圖4可以看出風(fēng)口破損數(shù)量與鼓風(fēng)動(dòng)能存在對(duì)應(yīng)關(guān)系,鼓風(fēng)動(dòng)能下降,風(fēng)口破損數(shù)量增加,7號(hào)高爐鼓風(fēng)動(dòng)能>120kJ/s時(shí),風(fēng)口破損數(shù)量相對(duì)較少。

(3)風(fēng)口破損與熱制度穩(wěn)定性的關(guān)系。熱制度的穩(wěn)定主要體現(xiàn)在生鐵[Si1和鐵水溫度的穩(wěn)定，因此選用生鐵[Si]偏差表示熱制度的穩(wěn)定性,2021-2022年,風(fēng)口破損數(shù)量及生鐵[Si]偏差的變化如圖5所示。由圖5可以看出,隨著生鐵[Si]偏差上升風(fēng)口破損數(shù)量呈上升趨勢(shì),說明熱制度波動(dòng)時(shí),風(fēng)口破損加劇。

(4)風(fēng)口破損與燃料質(zhì)量的關(guān)系。2021-2022年,7號(hào)高爐因3號(hào)、4號(hào)干熄焦設(shè)備3次檢修,以及2022年9月以來干熄焦設(shè)備檢修41天,入爐焦炭質(zhì)量明顯劣化(見表2)。7號(hào)高爐爐況穩(wěn)定順行程度下降,風(fēng)口破損數(shù)量呈上升趨勢(shì)。

(5)影響風(fēng)口破損的其他因素。2021-2022年,部分破損風(fēng)口存在內(nèi)壁損、龜裂現(xiàn)象。高爐噴槍位置不正,噴吹煤粉沖刷風(fēng)口內(nèi)壁,以及個(gè)別批次風(fēng)口鑄造質(zhì)量存在問題,也是造成風(fēng)口破損的原因，關(guān)于風(fēng)口設(shè)備分區(qū)域破損頻率高的問題，主要原因是局部區(qū)域風(fēng)口直徑和風(fēng)口長(zhǎng)度大幅度調(diào)整后,高爐風(fēng)口回旋區(qū)或邊沿氣流變化所致。

風(fēng)口破損治理對(duì)策風(fēng)口回旋區(qū)長(zhǎng)度計(jì)算公式!9:D:=0.88+0.92x10-E-0.31x10-P-/n+L(1)

式中E鼓風(fēng)動(dòng)能,kJ/s;Pc噴煤量,kg/h;

n--風(fēng)口數(shù)量,個(gè);

L--風(fēng)口伸入長(zhǎng)度,m。風(fēng)口回旋區(qū)占比計(jì)算公式:?=[πR’-π(R-D )2 ]/πR?式中 R--爐缸半徑,m;

(2)

D:---回旋區(qū)長(zhǎng)度,m。依據(jù)式(1)式(2)計(jì)算酒鋼1號(hào)2號(hào)、7號(hào)高爐風(fēng)口回旋區(qū)長(zhǎng)度及面積占比,結(jié)果見表3。

從表3可以看出,7號(hào)高爐風(fēng)口回旋區(qū)長(zhǎng)度及面積占比均最小,爐缸活躍性低,因此治理風(fēng)口破損的關(guān)鍵在于活躍爐缸,通過采取提高鼓風(fēng)動(dòng)能和增加風(fēng)口長(zhǎng)度等措施,增加風(fēng)口回旋區(qū)長(zhǎng)度及面積占比。

通過對(duì)比7號(hào)高爐使用的風(fēng)口設(shè)備結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)各個(gè)廠家的風(fēng)口結(jié)構(gòu)不同,尤其是在風(fēng)口內(nèi)壁、前端耐磨層厚度及風(fēng)口前端倒角尺寸上差異明顯。為此,在風(fēng)口結(jié)構(gòu)方面逐步統(tǒng)一各廠家風(fēng)口設(shè)備尺寸，將風(fēng)口前端熱面倒角半徑統(tǒng)一至20mm,消除風(fēng)口破損影響因素。

風(fēng)口冷卻水進(jìn)水管角度由5°調(diào)整為6°.降低風(fēng)口設(shè)備內(nèi)水流阻力,提升冷卻效果:同時(shí),平衡風(fēng)口冷卻水量,將冷卻水量差異較大的風(fēng)口設(shè)備作為平衡對(duì)象,通過調(diào)節(jié)進(jìn)水閥等措施,使每個(gè)風(fēng)口的冷卻水量均勻至 35~40m'/h。

(1)送風(fēng)制度調(diào)整。2023年以來,適當(dāng)增加送風(fēng)面積穩(wěn)定邊沿氣流,送風(fēng)面積維持在0.343~0.345m’,風(fēng)口長(zhǎng)度由 550 mm增加至 553 mm,通過提高人爐風(fēng)量使鼓風(fēng)動(dòng)能維持在115~120kJ/s。

(2)熱制度和造渣制度調(diào)整。將生鐵[Si]的控制上限提高0.05%,穩(wěn)定熱風(fēng)溫度在1200℃,保證鐵水溫度>1500℃的比例在90%以上。同時(shí),為適應(yīng)高鈦料和高爐排堿,將爐渣二元堿度降低0.01~0.02.

(3)原燃料條件變化應(yīng)對(duì)措施。干熄焦設(shè)備檢修期間,一是通過減小焦炭負(fù)荷、改善料柱透氣性:維持風(fēng)量和鼓風(fēng)動(dòng)能穩(wěn)定,以保證爐況順行:二是下部送風(fēng)制度仍以穩(wěn)定邊沿氣流為主,減少崩滑料引起的爐料生降,穩(wěn)定風(fēng)口區(qū)域熱負(fù)荷。

完善噴槍管理

完善噴槍巡查管理制度,進(jìn)一步明確并統(tǒng)一噴槍管理標(biāo)準(zhǔn)。每次檢修送風(fēng)后,組織崗位人員對(duì)噴槍進(jìn)行檢查確認(rèn),及時(shí)調(diào)整噴槍位置,杜絕或減少噴吹煤粉磨損風(fēng)口設(shè)備。

風(fēng)口破損治理效果

通過實(shí)施以上措施.2023年以來.7號(hào)高爐風(fēng)口破損數(shù)量明顯下降(見表4)因更換破損風(fēng)口造成的高爐非計(jì)劃休風(fēng)次數(shù)大幅減少,風(fēng)口破損得到有效治理。

結(jié) 語

(1)酒鋼7號(hào)高爐風(fēng)口破損形式主要為下部破損,其次為前端內(nèi)圈破損和上部破損。減小送風(fēng)面積 、縮短風(fēng)口、降低鼓風(fēng)動(dòng)能、生鐵[Si]波動(dòng) 、焦炭質(zhì)量劣化均導(dǎo)致風(fēng)口破損加劇。

(2)可通過采取提高鼓風(fēng)動(dòng)能等措施增加回旋區(qū)長(zhǎng)度、提升回旋區(qū)占比,改善爐缸活躍性,治理風(fēng)口破損。