張興勝 遲臣煥 何志軍

(1.鞍鋼集團(tuán)鋼鐵研究院本鋼技術(shù)中心，2.遼寧科技大學(xué)材料與冶金學(xué)院)

隨著煉鐵技術(shù)的快速發(fā)展，高爐大型化已成為當(dāng)前主流方向，大型高爐具有噸鐵投資低、能耗低、勞動生產(chǎn)率高和環(huán)保效益高等優(yōu)點(diǎn)[1-5]。爐缸運(yùn)行狀態(tài)已經(jīng)成為發(fā)揮大型高爐高效、低耗優(yōu)勢的限制性環(huán)節(jié)，影響大型高爐爐缸長壽的因素很多，除設(shè)計、耐材質(zhì)量和砌筑質(zhì)量外，高爐生產(chǎn)過程中的原燃料條件、爐缸冷卻制度及操作制度等對爐缸長壽的影響亦不容忽視[6-10]。

1 國內(nèi)某高爐結(jié)構(gòu)及爐缸異常侵蝕概述

國內(nèi)某高爐爐容在4 000 m3以上，爐缸采用日本NDK超微孔大塊炭磚+陶瓷杯設(shè)計。二代爐役于2018年5月4日點(diǎn)火開爐，爐缸(標(biāo)高7.79 m，插入深度250 mm)炭磚溫度在115 ℃左右，隨著產(chǎn)量增加，炭磚溫度升高，基本在250 ℃上下波動。從2020年6月末開始，1號鐵口下方，爐缸(標(biāo)高7.79 m，插入深度250 mm)炭磚溫度從250 ℃開始上升，2020年10月20日年修前最高溫度達(dá)到403 ℃，到2021年10月3日最高溫度升至560 ℃。3號鐵口下方，爐缸(標(biāo)高7.79 m，插入深度250 mm)炭磚溫度2020年6月升至270 ℃，年修送風(fēng)后溫度恢復(fù)穩(wěn)定，長期在120 ℃上下波動。考慮安全生產(chǎn)，通過停氧、限產(chǎn)、堵風(fēng)口和配加釩鈦礦等一系列措施，爐缸溫度處于可控范圍，控強(qiáng)度生產(chǎn)4個月，于2021年10月11日安全停爐并進(jìn)行破損調(diào)查，本代爐役僅維持3年5個月。

2 高爐爐體破損調(diào)查

調(diào)查發(fā)現(xiàn)爐身中下部至爐腰銅冷卻壁鑲磚出現(xiàn)不同程度破損，隨著高度降低，鑲磚破損程度趨于嚴(yán)重。分析原因：一方面是高爐生產(chǎn)正常磨損，包括爐料摩擦、氣流沖刷等因素；另一方面是停爐過程打水急冷，鑲磚產(chǎn)生較大的局部應(yīng)力，導(dǎo)致鑲磚斷裂，全爐冷卻壁無嚴(yán)重破損。

6段銅冷卻板位于爐腹下部，停爐后發(fā)現(xiàn)冷卻板間耐火磚保持較好，僅與風(fēng)口組合磚接觸處略有侵蝕。目標(biāo)高爐共38個風(fēng)口，風(fēng)口區(qū)域位于5段冷卻壁處，風(fēng)口區(qū)基本完好。

目標(biāo)高爐共有4個鐵口，鐵口孔道位于13層炭磚位置。破損調(diào)查發(fā)現(xiàn)該區(qū)域炭磚侵蝕程度一般，鐵口炭磚與爐缸炭磚鑲嵌處發(fā)生局部侵蝕，部分磚縫處出現(xiàn)滲鐵片，其他非鐵口區(qū)域炭磚保持完好。

6～9層炭磚位置為爐缸炭磚侵蝕最嚴(yán)重的區(qū)域(即“象腳區(qū)”)。炭磚侵蝕嚴(yán)重區(qū)域主要集中在12～17號風(fēng)口夾角區(qū)域以及32～34號風(fēng)口夾角區(qū)域，與日常監(jiān)控高溫區(qū)域完全吻合，侵蝕部位呈半弧狀，是渣鐵沖刷侵蝕后呈現(xiàn)的自然狀態(tài)。最薄點(diǎn)為7層炭磚15號風(fēng)口處，炭磚殘厚僅為605 mm(設(shè)計厚度為1 605 mm)，與爐缸異常高溫點(diǎn)對應(yīng)，嚴(yán)重威脅到高爐安全生產(chǎn)，該區(qū)域的侵蝕直接影響了高爐壽命。

18～23號風(fēng)口下方8～9層炭磚出現(xiàn)破損。由于清料過程中對該部位炭磚破壞嚴(yán)重，無法準(zhǔn)確量化侵蝕深度，但由于受到渣鐵侵蝕炭磚自身結(jié)構(gòu)變得疏松，在清料過程中受到相同外力作用下，相比其他部位，該部位炭磚更易脫落。

3 異常侵蝕原因分析

3.1 取樣分析

破損調(diào)查現(xiàn)場共取樣50余份，主要圍繞爐缸炭磚、陶瓷杯周向表面位置進(jìn)行取樣，對具有代表性試樣進(jìn)行成分化驗分析及討論，礦渣試樣和滲鐵片成分如表1和表2所示。

表1 礦渣試樣成分 %

表2 滲鐵片成分 %

由礦渣樣成分可知，Zn主要富集在11～15層區(qū)域，即爐缸上部到風(fēng)口區(qū)域。根據(jù)滲鐵片成分可知，Zn在爐缸上部區(qū)域磚縫中的滲鐵片中出現(xiàn)，下部滲鐵片中Zn含量較少，同樣證明了Zn的富集區(qū)域主要在爐缸中上部。礦渣樣整體K含量較高，且富集區(qū)域為整個爐缸，需引起注意。Ti富集區(qū)為爐缸9層以下位置，爐缸上部取樣Ti含量較少，判斷在采用鈦礦護(hù)爐操作時，對爐缸中下部有一定保護(hù)作用。

3.2 生產(chǎn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計及爐缸均勻性分析

3.2.1 風(fēng)口及鼓風(fēng)參數(shù)分布特性

為保護(hù)鐵口附近爐缸，減弱高溫渣鐵的沖刷作用，目標(biāo)高爐開爐初期采取縮小鐵口對應(yīng)風(fēng)口直徑措施，風(fēng)口直徑分布如圖1所示。通過流體軟件建模計算且模型驗證合格后，得到該風(fēng)口直徑分布條件下鼓風(fēng)參數(shù)特性分布，模型中熱風(fēng)體積流率為7 000 m3/min，熱風(fēng)溫度為1 200 ℃，鼓風(fēng)壓力為0.405 MPa。

圖1 風(fēng)口直徑分布

實際風(fēng)口直徑條件下各風(fēng)口風(fēng)速、熱風(fēng)體積流率、鼓風(fēng)動能分布如圖2所示。

圖2 風(fēng)速、熱風(fēng)體積流率、鼓風(fēng)動能分布

平均風(fēng)速為271.81 m/s，由于6號、14號、15號、16號、26號及33號風(fēng)口直徑最小為110 mm，風(fēng)速較大，分別達(dá)到283.73、286.06、285.61、285.63、285.75及283.85 m/s，整體風(fēng)速分布與風(fēng)口直徑分布呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)。

平均熱風(fēng)體積流率為184.07 m3/min，整體熱風(fēng)體積流率分布與風(fēng)口直徑分布呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系，6號、14號、15號、16號、26號及33號風(fēng)口熱風(fēng)體積流率同比其他風(fēng)口較小，分別為160.81、162.21、161.84、161.70、162.01及160.91 m3/min，而大直徑(130 mm)風(fēng)口熱風(fēng)體積流率均達(dá)到200 m3/min以上。

平均鼓風(fēng)動能為14 897.19 kg·m/s，鼓風(fēng)動能分布與風(fēng)口直徑分布呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系，6號、14號、15號、16號、26號及33號風(fēng)口鼓風(fēng)動能同比其他風(fēng)口較小，分別為13 187.62、13 521.88、13 448.40、13 439.15、13 476.04及13 207.21 kg·m/s，而大直徑風(fēng)口鼓風(fēng)動能均達(dá)到15 000 kg·m/s以上。

綜上所述，根據(jù)風(fēng)口及鼓風(fēng)參數(shù)分布特性分析，由于采用局部(對應(yīng)鐵口位置)縮小風(fēng)口直徑措施，使得鼓風(fēng)參數(shù)的均勻性變差，即相應(yīng)風(fēng)口熱風(fēng)體積流率減小，鼓風(fēng)動能減弱，風(fēng)口回旋區(qū)長度縮短，爐缸死焦堆相應(yīng)位置變大，爐缸內(nèi)部爐墻與死焦堆間鐵水通道變窄，渣鐵流速增大，導(dǎo)致爐缸相應(yīng)位置承受渣鐵沖刷強(qiáng)度增加，壽命縮短。此外，縮小風(fēng)口直徑是為了降低對應(yīng)風(fēng)口的熱風(fēng)體積流率及鼓風(fēng)動能，縮小回旋區(qū)體積，減少高溫渣鐵產(chǎn)生量，減弱對爐缸相應(yīng)位置沖刷，如何平衡上述矛盾需在生產(chǎn)實踐中進(jìn)一步探索。

3.2.2 鐵量、鐵次及鐵口深度分布特性

對目標(biāo)高爐上代爐役鐵量、鐵次及鐵口深度進(jìn)行統(tǒng)計，由于爐缸溫度從2020年6月末開始升高，因此目標(biāo)高爐上代爐役定為從2018年5月到2020年6月。

上代爐役累計總鐵量為7 688 551.49 t，單個鐵口平均鐵量1 922 137.87 t，1號、2號、3號和4號鐵口鐵量由開爐到2018年年末累計分別為603 242.3、572 293.18、625 860.92和548 222.58 t，到2019年年末累計分別為1 520 470.2、1 497 757.89、1 539 819.82和1 398 454.28t，到2020年6月累計分別為1 943 267.8、1 956 588.79、1 976 292.82和1 812 402.08 t，四號鐵口鐵量低于平均鐵量109 735.79 t。

上代爐役總鐵次為8 044次，單個鐵口平均鐵次2 011次，1號、2號、3號和4號鐵口鐵次由開爐到2018年年末累計分別為623、612、632和611次，累計到2019年年末分別為1 568、1 585、1 552和1 540次，累計到2020年6月分別為2 005、2 041、2 024和1 974次，四號鐵口鐵次低于平均鐵次37次。

上代爐役各鐵口深度均呈現(xiàn)先深后淺的趨勢，通過對比發(fā)現(xiàn)，2號、4號鐵口深度低于3 m的次數(shù)多于1號、3號鐵口的，其中1號鐵口深度低于3 m為26次，2號鐵口為39次，3號鐵口為25次，4號鐵口為45次。鐵口深度分布特性與上述鐵量分布特性契合明顯，鐵口深度較淺，對應(yīng)鐵口出鐵量較低。

為進(jìn)一步明晰目標(biāo)高爐上代爐役各鐵口深度分布特性，對各鐵口鐵次深度進(jìn)行了數(shù)據(jù)統(tǒng)計及概率分布分析，如圖3所示。

圖3 鐵口深度概率分布

開爐初期(開爐前三個月)，4個鐵口深度主要分布在3.4～3.6 m之間；鐵口深度在3.8 m以上概率范圍，4號鐵口概率分布最低，為4.878%，1號鐵口概率分布最高，為14%；在3.0 m以下概率范圍，3號、4號鐵口概率分布較高，1號、2號鐵口概率分布較低。

在整個爐役范圍統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，4個鐵口深度主要分布在3～3.5 m之間，且4號鐵口深度在此范圍概率分布最低；鐵口深度在3.8 m以上概率范圍，4個鐵口深度概率分布基本相似；在3.0 m以下概率范圍，4號鐵口概率分布較高，為2.28%。

綜上所述，通過鐵量、鐵次及鐵口深度分布特性統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，目標(biāo)高爐爐缸工作特性出現(xiàn)不均勻分布，主要特點(diǎn)為4號鐵口鐵量少、鐵次少、淺鐵口次數(shù)較多，因此該區(qū)域大量渣鐵由4號鐵口兩側(cè)的1號、3號鐵口分擔(dān)，導(dǎo)致1號、3號鐵口附近爐缸承受渣鐵沖刷強(qiáng)度增加。在假設(shè)爐缸磚襯質(zhì)量及砌筑質(zhì)量相同條件下，1號、3號鐵口附近爐缸更易發(fā)生侵蝕，1號、3號鐵口附近爐缸都發(fā)生溫度升高情況，且1號、3號鐵口附近爐缸7、8層炭磚均發(fā)生侵蝕，分析結(jié)果與實際情況相符。

4 結(jié)論

目標(biāo)高爐設(shè)計使用壽命15年，而本代高爐因爐缸局部發(fā)熱僅生產(chǎn)3年5個月，提前進(jìn)入大修，屬于典型的爐缸異常侵蝕案例。爐缸侵蝕位置集中在爐缸6～9層炭磚，屬于爐缸象腳區(qū)域。異常侵蝕嚴(yán)重部位為1號鐵口對應(yīng)爐缸7～8層炭磚位置，此處設(shè)計炭磚厚度為1 605 mm，殘厚僅為605 mm，是導(dǎo)致高爐大修的主要因素。此外，3號鐵口對應(yīng)爐缸7～9層炭磚均呈現(xiàn)一定程度侵蝕，其他部位爐缸完整。根據(jù)破損調(diào)查、取樣分析及生產(chǎn)數(shù)據(jù)分析得到以下結(jié)論：

(1)雖有K、Na、Zn元素富集，但未發(fā)現(xiàn)上述元素直接導(dǎo)致爐缸異常侵蝕的證據(jù)；

(2)由于采用局部(對應(yīng)鐵口位置)縮小風(fēng)口直徑措施，使得鼓風(fēng)參數(shù)均勻性變差，導(dǎo)致爐缸死焦堆周向形狀均勻性變差，鐵水通道局部變窄，環(huán)流增強(qiáng)，是爐缸異常侵蝕的原因之一；

(3)通過鐵量、鐵次及鐵口深度分布特性統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，目標(biāo)高爐爐缸工作特性呈現(xiàn)不均勻分布，主要為4號鐵口深度淺、鐵量少、鐵次少，直接導(dǎo)致1號、3號鐵口渣鐵量大，鐵口附近爐缸承受渣鐵沖刷強(qiáng)度增加，是爐缸異常侵蝕的主要原因。