酒鋼7號高爐(2500m第二代)于2020年6月30日投產,爐缸直徑11100mm,風口26個,間距1341mm。7號高爐開爐以來,長期面臨風口破損問題,尤其是在原燃料條件變化、爐況波動、高爐檢修爐況恢復階段,易出現風口破損加劇。2021-2022年,累計破損風口326個。為此,分析了風口破損機理及原因,并采取了相應的治理措施，

風口破損狀況、機理及原因1

1.1 風口破損狀況

(1)風口破損數量。7號高爐2021年累計破損風口159個,2022年累計破損風口167個。2021年,風口破損數量較多的為5、6、9、10月,分別破損37、23、31、26個(見圖1):2022年風口破損數量較多的為4、5、10、11月,分別破損 19 、37、14、17 個。

(2)風口破損頻次及破損部位。為分析風口破損頻次與圓周方向分布的關系,對單個風口的破損次數進行了統計,2021-2022年7號高爐風口破損次數分布如圖2所示。由圖2可以看出,破損次數較高的(8次以上)風口分布在4~6號、10~12號15~22號、24~26號風口區城。

為研究7號高爐風口破損原因,對風口破損部位進行統計,2021-2022年.7號高爐風口不同部位破損比例如圖3所示。由圖3可以看出,風口下部

(1)高爐內渣鐵不能及時排出爐外,導致爐內渣鐵存儲空間減少,從而引起爐料透氣性下降。因渣鐵的不均勻、不及時排出,在出鐵前后,爐內料速極易變化,難行、崩料、低料線導致渣皮脫落,脫落的渣皮引起風口區域冷卻設備熱負荷波動,增加了風口破損的機率。

(2)低爐溫低堿度,爐渣熔點低,成渣時間早:高爐溫高堿度,爐渣熔點高,成渣時間晚。爐渣堿過高或過低,都會使爐渣黏度增加,影響料柱透氣

破損比例最高,2021年和2022年分別為57.23%665.27%,其次為前端內破損和上部破損,存在風口磨漏、本體燒損和本體龜裂的現象。1.2 風口破損機理

煉鐵相關專家[-3]和國內鋼鐵企業[4-5]的研究表明,風口破損機理為風口受熱超負荷,冷卻介質難以及時導熱,從而導致風口套溫度高于銅質固液相反應的界限溫度(700℃)當達到銅劇烈氧化的界限溫度(900℃)時,風口很快在高溫高壓下燒壞漏水。主要原因有以下幾個方面:

性,容易燒損風口[6]

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

(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,高爐就會表現出壓量關系緊張料速不均勻等現象,爐內渣鐵就容易將風口燒損爐缸堆積后,高爐死焦堆透液性變差,致使風口前有渣鐵聚集,從而燒壞風口。

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

(6)高爐鼓風動能不足。高爐長期減風,風量小,在進風面積不變的情況下,風口回旋區變小,渣鐵就可能燒損風口前端。

(7)高爐噴吹時,煤粉從噴槍進入吹管,經過風口進入高爐,如果噴槍不正,容易磨損風口。

(8)風口結構不合理會造成風口本體受熱不均勻,熱負荷高的部位容易燒損。風口鑄造質量不合格,在風口本體受熱時,出現風口龜裂現象,增加風口破損幾率。

1.3 風口破損原因

(1)風口破損與送風參數的關系。2021-2022年.7號高爐送風思路由“小面積、短風口”調整為“大面積、長風口”,旨在穩定邊沿氣流、治理風口破損。主要送風參數及風口破損數量見表1。由表1可以看出“小面積、短風口”送風參數下,風口破損數量明顯增加,在逐步增加送風面積和風口長度后風口破損數量有所下降,說明“大面積、適宜風口長度”送風參數有利于治理風口破損。

2021年9月,3號、4號干熄焦設備檢修23天

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

(2)風口破損與鼓風動能的關系。2021-2022年,由于設備故障、長期檢修、堵風口限產、爐況調整等因素,7號高爐鼓風動能不穩定。風口破損數量及鼓風動能的變化如圖4所示。由圖4可以看出風口破損數量與鼓風動能存在對應關系,鼓風動能下降,風口破損數量增加,7號高爐鼓風動能>120kJ/s時,風口破損數量相對較少。

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

(4)風口破損與燃料質量的關系。2021-2022年,7號高爐因3號、4號干熄焦設備3次檢修,以及2022年9月以來干熄焦設備檢修41天,入爐焦炭質量明顯劣化(見表2)。7號高爐爐況穩定順行程度下降,風口破損數量呈上升趨勢。

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

風口破損治理對策風口回旋區長度計算公式!9:D:=0.88+0.92x10-E-0.31x10-P-/n+L(1)

式中E鼓風動能,kJ/s;Pc噴煤量,kg/h;

n--風口數量,個;

L--風口伸入長度,m。風口回旋區占比計算公式:?=[πR’-π(R-D )2 ]/πR?式中 R--爐缸半徑,m;

(2)

D:---回旋區長度,m。依據式(1)式(2)計算酒鋼1號2號、7號高爐風口回旋區長度及面積占比,結果見表3。

從表3可以看出,7號高爐風口回旋區長度及面積占比均最小,爐缸活躍性低,因此治理風口破損的關鍵在于活躍爐缸,通過采取提高鼓風動能和增加風口長度等措施,增加風口回旋區長度及面積占比。

通過對比7號高爐使用的風口設備結構,發現各個廠家的風口結構不同,尤其是在風口內壁、前端耐磨層厚度及風口前端倒角尺寸上差異明顯。為此,在風口結構方面逐步統一各廠家風口設備尺寸，將風口前端熱面倒角半徑統一至20mm,消除風口破損影響因素。

風口冷卻水進水管角度由5°調整為6°.降低風口設備內水流阻力,提升冷卻效果:同時,平衡風口冷卻水量,將冷卻水量差異較大的風口設備作為平衡對象,通過調節進水閥等措施,使每個風口的冷卻水量均勻至 35~40m'/h。

(1)送風制度調整。2023年以來,適當增加送風面積穩定邊沿氣流,送風面積維持在0.343~0.345m’,風口長度由 550 mm增加至 553 mm,通過提高人爐風量使鼓風動能維持在115~120kJ/s。

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

(3)原燃料條件變化應對措施。干熄焦設備檢修期間,一是通過減小焦炭負荷、改善料柱透氣性:維持風量和鼓風動能穩定,以保證爐況順行:二是下部送風制度仍以穩定邊沿氣流為主,減少崩滑料引起的爐料生降,穩定風口區域熱負荷。

完善噴槍管理

完善噴槍巡查管理制度,進一步明確并統一噴槍管理標準。每次檢修送風后,組織崗位人員對噴槍進行檢查確認,及時調整噴槍位置,杜絕或減少噴吹煤粉磨損風口設備。

風口破損治理效果

通過實施以上措施.2023年以來.7號高爐風口破損數量明顯下降(見表4)因更換破損風口造成的高爐非計劃休風次數大幅減少,風口破損得到有效治理。

結 語

(1)酒鋼7號高爐風口破損形式主要為下部破損,其次為前端內圈破損和上部破損。減小送風面積 、縮短風口、降低鼓風動能、生鐵[Si]波動 、焦炭質量劣化均導致風口破損加劇。

(2)可通過采取提高鼓風動能等措施增加回旋區長度、提升回旋區占比,改善爐缸活躍性,治理風口破損。