摘  要  針對柳鋼4號高爐爐缸側壁溫度升高的情況，采取休風壓力灌漿、提爐溫、加釩鈦礦、調氣流等措施，在不控冶強甚至提高冶強的情況下，將爐缸側壁溫度降至＜400 ℃的安全范圍，并保持良好穩定的燃耗指標與鐵水質量指標。實踐表明，只有上下部調劑放中心、抑邊沿與加釩鈦礦相結合才能達到最佳護爐效果，其中調氣流是決定性前提，加釩鈦球在實質上發揮修復爐缸的功效；釩鈦護爐的關鍵在于控制ω鐵水（Ti）在0.10%～0.15%，相應的入爐鈦負荷底限為＞3.5 kg/t，才能修復爐缸，爐溫按中等水平控制（ω鐵水（Si）在0.60%±0.05%，ω鐵水（S）在0.01%～0.02%，物理熱1 500 ℃±10 ℃）利于鈦沉淀護爐；改善原燃料質量保證順行并利于制度壓邊、維護好鐵口是護爐的基本保障。

關鍵詞  高爐護爐  爐缸側壁溫度  氣流  釩鈦球

1  前言

柳鋼4號高爐于2008-01-23投產，有效容積2000m3，26個風口，2個鐵口。爐缸采用炭磚+陶瓷杯結構，其中爐缸側壁從里到冷卻壁之間為剛玉莫來石磚+微孔模壓小炭塊+高導熱微孔模壓小炭塊；爐缸底部從上往下依次為陶瓷杯+微孔炭磚+半石墨化低氣孔率焙燒炭塊+石墨塊。爐缸死鐵層高2 m，占爐缸直徑20%，達到安全設計要求。爐缸共有4層光面冷卻壁，每層均為2塊1組，1塊進1塊出，鐵口區域為單獨1塊冷卻。由于爐役已達9年多，爐缸側壁熱電偶多有損壞或者外部接線不良顯示異常，爐缸安全狀況有失監控。2017-01-05，通過檢查整理爐缸側壁熱電偶，發現東鐵口下方2 m（8.4 m高度第5點，剛好位于象腳區域）、西鐵口下方1 m（9.4 m第T12點）側壁溫度均達440 ℃～450 ℃，西北方向爐缸冷卻水溫差達到1.9 ℃，處于爐缸安全預警范圍。于是，煉鐵廠組織進行護爐攻關，本文進行總結。

2  護爐措施

查考文獻[1～6]得知，以往護爐措施通常有以下幾點：

（1）壓力灌漿，以填充炭磚與冷卻壁之間縫隙，利于傳熱保護炭磚；（2）加強冷卻，利于爐缸保護層生成，但作用有極限；（3）加強鐵口維護，目的是形成穩固泥包，保護鐵口周圍區域的磚襯避免受到渣鐵、焦炭的直接沖刷；（4）控冶強、堵風口，本質都是減少物理沖刷，前兩者相互配合以保證鼓風動能，但只能延緩爐缸侵蝕不能逆轉，且長期使用不利于爐況順行及指標優化；（5）調制度，改長、直風口，本質也是減少邊沿機械沖刷，但長期改長、直風口對爐缸活躍不利；（6）停風涼爐，爐缸安全發生危險警報時被迫臨時緊急使用，對爐況不好；（7）加釩鈦礦護爐。柳鋼是國內最早應用此技術并取得成效的。其本質是化學修復，長期有效，其原理是，TiO2在爐內高溫區被直接還原生成元素Ti熔解進入鐵水中，當與鐵水中熔解的C、N的濃度積達到飽和狀態時析出，生成TiC、TiN、及其固溶體Ti(C，N)，主要是在離爐缸冷卻壁較近的區域，與鐵水及鐵水中析出的石墨等在爐缸爐底生成、發育、集結，尤其是已受侵蝕的爐缸磚縫與內襯表面，由于Ti(C，N)熔點很高，起到修復爐缸受損部位的作用，與石墨、凝鐵層一起保護爐缸。

根據4號高爐爐缸側壁溫度具體情況逐步采取如下系列措施。

2.1  初始期加強冷卻

由于2016年二季度處理爐況需要降低爐缸冷卻水壓力，并使用螢石錳礦洗爐，爐況恢復正常后冷卻水壓力沒有及時恢復，對爐缸維護不利。2017-01-05檢查發現爐缸側壁溫度升高、冷卻水溫差達1.9 ℃后，立即逐步恢復爐缸冷卻水壓力，由0.26 MPa升至0.32 MPa，經過1個月的時間，加上壓力灌漿的作用，爐缸冷卻水溫差逐步降至1.5 ℃。

2.2  壓力灌漿

2017年利用休風機會共進行了3次爐缸壓力灌漿，每次灌漿都力求控制好灌漿壓力，以防過猛把磚襯頂移位或脫落。從灌漿效果看，每次初始短時間內爐缸側壁溫度都出現不同程度的下降，但持續時間不長就反彈。2017-08-07對爐缸進行紅外成像掃描，發現爐缸東西方向仍然存在氣隙。可見，灌漿后漿料受熱收縮，難以完全填充氣隙。另外，當其他因素不利時，爐缸側壁溫度每次幾乎反彈到原位，依此判斷，氣隙存在引起磚襯傳熱受阻只是爐缸側壁溫度升高的次要因素。

2.3  提爐溫、加釩鈦礦

進入2017-02，爐缸側壁溫度反彈，主要是9.4 m第T12點溫度突破450 ℃。2017-02-10起，開始注重提爐溫操作，控制ω鐵水（Si）在0.55%～0.85%、ω鐵水（Ti）在0.08%～0.12%、ω鐵水（S）在0.010%～0.020%，提鈦護爐，適當降低渣鐵流動性以減弱沖刷侵蝕。之后，側壁溫度雖然反復波動，但總體稍有下降，直至2017-02-25大量配用水焦后，受氣流影響，爐缸側壁溫度反彈，至2017-04-06， 8.4 m第5點接近450 ℃，9.4 m第T12點接近470 ℃，突破歷史新高（見圖2），被迫緊急啟用釩鈦球護爐。為增加作用，布料時把釩鈦球布在邊沿，以利于鈦氧化物集中于邊沿區域還原，且在爐缸邊沿析出沉淀。

實踐表明，提爐溫、加釩鈦球護爐是有效的，調整前后爐溫變化見圖1，爐溫不必控制過高，以免增加操作難度，ω鐵水（Si）控制在0.6%左右也能達到良好的護爐效果，關鍵是鐵水中Ti含量；在氣流調整合理的條件下，釩鈦球配用量增加到一定程度，側壁溫度下降效果才會明顯，這跟入爐Ti負荷及補爐率（m爐內（Ti）/m入爐（Ti））有關，補爐率越高效果越明顯，Ti平衡計算結果見表1?？梢?，釩鈦球用量＞500kg/批后，控制[Ti]%在0.1～0.15，補爐率才超出不加釩鈦礦時的補爐率，方可達到護爐效果。由于配釩鈦球生產后，爐缸活躍受影響，每次視側壁溫度下降后減少釩鈦球配用量，當釩鈦球配用減至≤500kg/批后，側壁溫度往往反彈，比如6月5日起釩鈦球減配至500kg/批后，在制度壓邊、爐況順行良好的情況下，爐缸側壁溫度從6月16日起至7月8日快速反彈至450℃；同樣，8月31日減配釩鈦球至500kg/批后，側壁溫度快速反彈，及時加配釩鈦球后才終止反彈并回降，這兩次調整及反應均證明了釩鈦球的起用下限?？紤]鈦的其他來源，用入爐鈦負荷表征入爐鈦底限更科學，護爐起效的鈦負荷應＞3.5kg/t。

2.4  調制度與放中心、抑邊沿貫穿始終

邊沿氣流發展，一方面加強了氣流對爐缸的沖刷攪動；另一方面，導致生成的渣鐵集聚在爐缸邊沿，且中心偏弱后中心死料柱透氣透液性減弱，兩者疊加作用造成鐵水環流加劇，對爐缸磚襯機械沖刷侵蝕加重；再者，不利于爐況順行。柳鋼4號高爐在氣流調節上注重“穩定邊沿，打開中心；穩定中心，照顧邊沿”，但受到原燃料質量變化等影響，有些時段被迫放開兩道氣流，引起爐缸側壁溫度升高。實踐表明，氣流是影響側壁溫度的決定性因素，邊沿發展時，其他護爐措施失效，多次氣流調節引起了側壁溫度的反復升降，在此重點列舉典型的幾個時段作為例證。

（1）2017-02-01至2017-02-14側壁溫度升高。1月下旬起，原燃料質量下滑，焦炭S上升、強度下降，煤粉S、灰分上升，球團堿金屬上升，爐內透氣性變差，中心氣流弱，走料偏尺明顯偶有滑料，爐溫偏低爐型不穩，為保順行被迫縮批重（51 t→45 t）調節布料制度放開兩道氣流，順行很快改善，但爐缸側壁溫度迅速反彈（見圖2）。

（2）2017-02-17至2017-03-04側壁溫度下降。順行改善后逐步恢復各制度，擴批重改制壓邊，邊沿氣流受抑制，加上2月10起開始提爐溫護爐，爐缸側壁溫度逐步下行。

（3）2017-03-27至2017-04-08側壁溫度升高。由于2月25日開始長期配用大量水焦（30%～65%），初始階段退守制度過渡順行后，逐步恢復優化，3月20日礦焦同角度壓邊至41°后氣流不穩，壓量緊張，走料偏尺，爐溫波動大，加上多塊銅板漏水，邊沿不穩渣皮頻繁脫落，為保順行及時退角度，調整后爐缸側壁溫度迅猛飆升突破470 ℃（9.4 m第T12點）。

（4）2017-04-09至2017-04-30側壁溫度下降。焦炭干焦部分質量好轉，壓量均衡順行改善，4月6日改制壓邊，加上4月5日起配用釩鈦球護爐，側壁溫度下降明顯。另外，4月18日起提產后，風量增大較多，利于吹透中心，弱化邊沿，也發揮作用。

（5）2017-05-01至2017-05- 27側壁溫度升高。4月中旬起燒結低溫還原粉化率走高（達37.5%），5月以來噴吹煤粉頻繁變煤種后灰分持續偏高，加上5月初焦炭干焦部分強度下降，爐況變差，改制放兩道氣流，側壁溫度逐步回升至450 ℃。

（6）2017-05-28至2017-06-15側壁溫度下降。5月25日水焦停用全上干焦，爐況明顯好轉，制度優化后側壁溫度快速下行。

上述實踐表明，為保順行調氣流時，邊沿氣流必須抑制，即使在保證中心氣流的條件下，邊沿也不能放開，否則其它護爐措施失效；操作上，4號高爐的礦石布料最外環角度必須≥40°。

2.5  下部調劑

一是利用休風機會調整上翹的風口中套，利于吹活爐缸；二是2017-04下旬開始順應提產要求，加大風量，利于吹透中心（見圖3），鼓風動能有所增加。

2.6  加強鐵口維護

8月上旬炮泥質量出現問題，塑性太差，打泥困難進泥時長，鐵口維護困難，鐵口深度由正常時的3.0 m降至2.4～2.7 m，泥包長不起來，使鐵口周圍磚襯裸露在渣鐵及煤氣的強烈沖刷之下，導致在其它制度正常、氣流正常的情況下，爐缸側壁溫度由420 ℃反彈至457 ℃（9.4 m第T12點，位于鐵口下方1 m）。8月中旬改善炮泥質量后，打泥逐步正常，鐵口深度正常后，側壁溫度逐步回降。

2.7  原燃料質量管理

原燃料質量波動容易引起氣流波動，原燃料質量變差必然引起料柱透氣性變差，為保順行就被迫發展兩道氣流，邊沿放開后必然對爐缸不利。2017年共有3次明顯的影響：一是1月中旬～2月上旬，焦炭強度下降、含S升高，球團堿金屬升高，煤粉灰分、含S升高；二是2月25日～5月24日長期大量配用水焦（30%～65%）；三是4月中旬燒結低溫還原粉化率異常升高，由正常時的20%左右升至37.5%，煤粉灰分升高。三次波動均造成爐況大幅波動，順行變差后被迫放開兩道氣流，引起側壁溫度升高。今年以來，4號高爐一直嘗試提煤降焦攻關，但由于噴吹煤粉灰分偏高（平均11.5%），燃燒性能差，當噴煤量加到37t/h達2h后，氣流明顯失穩，走料不穩，爐況不受，煤比無法攻上155kg/t；直到8月下旬，噴吹煤灰分逐步下降，9月上旬降至10.5%左右，爐況才容易接受高煤比，煤比持續達160kg/t氣流仍然能夠保持穩定?？梢?，穩定良好的原燃料質量是氣流穩定、冶煉順行穩定高效、也同時是爐缸安全運行的基本保障。

3  效果

通過實施一系列護爐舉措，目前爐缸側壁溫度已經降至＜400 ℃安全監控范圍（見圖2），保障4號高爐的安全生產，但是受原燃料質量變化等影響還存在若干程度的波動，側壁溫度總體是波動下行的，必須密切跟蹤及時應對。目前，柳鋼4號高爐車間基本掌握本爐的有效護爐方法，確保爐缸安全，高爐指標優秀（見表2），并且仍然保持正常高產狀態甚至于4月下旬起提高冶強，燃料消耗水平基本保持，尤其是9月份優化制度、提煤降焦后焦比、燃料比下降顯著，鐵水質量指標穩步改善。

注：針對4號高爐護爐需要，4月起優質率[Si]%上限由0.65提高至0.80；2月產量低原因為受到計劃檢修、上料設備故障、吹管燒穿、轉爐故障等影響較大。

4  存在問題

（1）加釩鈦球護爐與爐缸活躍度的矛盾。爐芯溫度、爐缸活躍指數與爐缸側壁溫度呈正比關系（見圖3），即加釩鈦球護爐后，側壁溫度下降，但爐缸活躍度也跟著下降，不利于順行；在加釩鈦球初始階段，渣鐵流動性變差，出鐵難度增加，出鐵流速慢且不持久，通過適當放寬鐵水含S、開大鐵口、縮短出鐵間隔等措施后才逐步適應。因此，生產中采取的措施是，當側壁溫度下行至安全范圍后，適當降低釩鈦球配用量（見圖4），過量減少后引起側壁溫度反彈，目前摸索出的釩鈦球配用底限為每批500 kg 。

（2）理論燃燒溫度控高，有利于鈦氧化物還原生成Ti，同時爐溫控制在中等偏下水平（ω鐵水（Si）在0.5%～0.6%，物理熱1 480 ℃～1 500 ℃），有利于Ti的析出生成Ti(C，N)，但實際操作中，爐溫控中等偏下水平后，料速難以控制，在保證全風下必須減少富氧，從而使理論燃燒溫度從2 200℃±50℃降至＜2100 ℃，達不到理論控制效果。從風溫看，柳鋼4號高爐熱風爐風溫正常水平只能達1180℃～1200 ℃，且優化制度后，煤氣利用提高，熱風爐燒爐困難，風溫平均水平只有1190 ℃的水平，這也限制了理論燃燒溫度的保證與提高。

5  結語

4號高爐經過近半年的護爐生產實踐，得出幾點經驗：

（1）護爐方法：強化爐缸冷卻作用有限，壓力灌漿效果不夠明確；布料制度上放中心抑邊沿是決定性因素，發展中心是最有效的護爐手段，發展邊沿對護爐是非常不利的；傳統的加釩鈦礦護爐技術是實質上修復爐缸的有效手段，布料制度與加釩鈦球相配合才能達到最佳的護爐效果；

（2）改善原燃料質量，利于改善料柱透氣性保證順行，為優化布料制度、抑制邊沿氣流利于護爐、提高指標等創造條件；維護好鐵口是護爐的基本保障；

（3）釩鈦礦護爐的爐溫控制上，中等水平（ω鐵水（Si）在0.60%±0.05%，ω鐵水（S）在0.01%～0.02%，物理熱1 500℃±10 ℃）也能護爐，關鍵是Ti，ω鐵水（Ti）控制在0.10%～0.15%時補爐效果明顯，相應的入爐鈦負荷底限為＞3.5 kg/t，才能起修復爐缸的作用；

（4）加釩鈦球護爐影響爐缸活躍度，兼顧好護爐與順行的關系，發揮好上下部調劑的作用，采取多手段配合護爐，即使在不控冶強甚至提高冶強的情況下，也能取得良好的技術經濟指標，實現高效護爐，一舉兩全。

6  參考文獻

[1] 周傳典. 高爐煉鐵生產技術手冊. 冶金工業出版社，2002.

[2] 韓奕和. 高爐爐缸燒穿及預防對策. 煉鐵，1987（5）：20～23.

[3] 李東生，朱建偉，王文忠，等. 鞍鋼1號高爐風口喂線定向修復爐缸試驗. 煉鐵， 2006，25（1）：48～49.

[4] 劉苗，董曉春，姬光剛，等. 萊鋼3號高爐護爐生產實踐. 煉鐵， 2012（3）：36～38.

[5] 張賀順， 劉利鋒， 馬洪斌. 首鋼2號高爐強化冶煉爐缸水溫差的控制. 煉鐵，2007，26（1）：23～25.

[6] 謝愛平，肖建華，孫武全. 新鋼7號高爐爐缸熱流強度異常升高的處理. 煉鐵，2014（6）：25～28.