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柳钢6#高炉降燃料比操作分析

摘 要：本文阐述了柳钢6#高炉在原燃料贫化的条件下，通过加强原燃料管理、操作参数优化等措施，使燃料比降低到540Kg/Fe。同时对这期间的数据进行了Rist操作线以及热平衡对比分析，为降低燃料比提供理论依据。

关 键 词：燃料比；Rist操作线；热平衡

1 引言

柳钢6#高炉（1500m3）于2008年投产，2012年9月为了配合转炉的“一罐制”改造项目，对高炉进行了为期60天的检修。开炉后，高炉不断寻找降低燃料比的措施，经过2个多月时间的操作调整，2013年1月燃料比都达到了理想水平见表1。本文介绍了高炉操作调整过程采取的措施，并以2012年12月（基准期）和2013年1月（试验期）操作参数以及指标情况进行理论分析，找到燃料比降低的原因和优化操作的方向，为6#高炉进一步优化操作提供指导依据。

2 操作的调整

2.1 原燃料入炉管理

为了应对钢铁市场危机，公司采用低成本战略，原料入炉炉品位维持在54.5～55.5%之间，焦炭热强度维持在58%左右（见表1~2），高炉通过加强入炉的管理，减少入炉的粉末。

（1）加强筛分工作：通过巡查，清理，确保振动筛使用的有效面积；

（2）严格控制筛分速度，通过调小下料速度，控制在20-30kg/s之间，保证入炉料粒度大小均匀。

（3）加强烧结矿仓位的管理，减少烧结矿二次破碎，降低入炉粉末量。采用“半仓率”指标进行监督供料部门，通过对雷达料位计的数据采集，低于总料位的50%高度的时间除以总时间。

表1  柳钢6号高炉焦炭成分性能指标，%

时间	CRI	CSR	M10	M40	灰分	挥发分	全硫	固定碳
2012年12月	28.5	58	7.13	86.36	12.81	1.06	0.59	85.91
2013年1月	27.3	59	7.08	86.55	12.78	1.05	0.58	85.96

表2  柳钢6号高炉烧结矿的主要理化性能指标，%

时间	TFe	FeO	Al2O3	MgO	SiO2	R2	TI	RDI
2012年12月	53.43	7.94	1.84	2.07	6.22	2.13	78.39	20.33
2013年1月	54	8.25	1.82	2	6.01	2.1	78.95	19.54

2.2 调整操作参数

2.2.1 装料制度的调整

2013年1月开始，公司计划焦化产能有限，要求高炉将焦比降低到380kg/t以下，在干熄焦运行基本正常的情况下，6#高炉所用焦炭为内供全干熄焦。焦炭热强度CSR值相对于基准期有一定的提升，并基本稳定在60%以上，6#高炉首先进行了扩批重，从原先的36.5t扩大到37.2t，但这一调整后风量开始萎缩，风压也开始偏高，这和12月整月不停调批重的反应很相似，整个12月不停的在寻找合适的批重，从36.5t到38.5t又回到36.5t，炉况也很不稳定，风压维持在高位，全月平均风压达0.35MPa。导致这一现象的原因有两个：一是由于当时的焦炭质量不稳定炉况不顺；二是操作炉型的形成需要一定的时间，反复变化不利于炉况稳定。所以，1月吸取了经验，批重稳步的向上加，37.2t→37.5t→38t，最后稳定在38t的批重下调负荷。

然后在布料制度上进行调整，逐步地进行压边制度，布料矩阵从月初的P363 342 322302 341↓K383 362 332302 271 201 231↓改变为P393 372 342322 302341↓K393 372 332302 221 271 ↓，形成了平台加漏斗的布料模式。

2.2.2 送风制度的调整

富氧率从12月的2.96%调整到1月的2.63%，在不追求高产量的情况下，适当的调低富氧量，通过风量来提供碳燃烧所需的氧量，保证足够的鼓风动能，1月的鼓风动能平均值达128KJ/s，高于12月的120KJ/s，实际上通过东西两面出铁量和温度的均匀性可以看出，1月炉缸较12月更活跃。

试验期更注重送风比这一参数的控制，大型高炉容易出现炉缸不活现象，出铁次数增加，出渣量减少，透气性下降，风压升高，接着又反过来导致风量萎缩，炉缸进一步恶化[2]。所以在试验期特别强调确保足够的风量，通过基准期和试验期两段时期送风比和透气性的变化趋势可以看出，在原燃料条件不好的情况下，要保证高炉的顺行稳定，必须保证合理的送风比。

图1  基准期和试验期送风比和透气性变化趋势

2.3 经济技术指标对比

通过以上的调节和管理措施，2013年1月全月的指标明显好于2012年12月（如表3所示），特别是焦比比12月少用21.9kg/t，但燃料比只比12月少用13kg/t，而且煤气利用率比12月还要低，为了找到降焦但燃料比下降幅度较小而且煤气利用不高的原因，这里通过两段时期的Rist操作线和热平衡对比综合分析，找到继续降低燃料比的操作方式。

表3  2012年12月与2013年1月部分指标

时间	产量 t/d	焦比 kg/t	煤比 kg/t	燃料比 kg/t	煤气利用率 %
2012年12月	4031.7	390.7	160	556	45.0
2013年 1月	3886.2	368.8	169	543	45.4

3 操作线的对比分析

3.1 含氢燃料操作线

Rist操作线最初是法国A. Rist和N. Meysson教授提出的高炉操作线理论抓住“氧的转移”这一高炉冶炼最本质的特征，直接表达出Fe-O-C体系的变化和高炉各项技术经济指标间的内在联系[2]。在当前高炉均采用大量喷混合煤技术，而且柳州地处南方空气湿度大，含氢量高的情况下，H2的作用不能被忽略，操作线要做一定的修正，Y轴修正为m(O+ H2)/m(Fe)；X轴修正为m(H2+O)/m(H2+C)。这样，操作线的斜率变为μ=m(H2+C)/m(Fe)，如图2所示，A点的横坐标XA=1+（CO+CO2）/（CO2+CO+H2+H2O），E点的纵坐标增加了鼓风湿分和喷吹燃料带入氢（yH2）这两项。

图2  高炉喷吹含H燃料操作线图

3.2 不同时期操作线分析

这里选取2012年12月（基准期）和2013年1月（试验期）进行操作线比较分析，由于公司开始以焦定产，1月份焦炭为全干熄焦，焦炭质量较基准期有一定的提供，特别是CSR值，但基本成分灰分和挥发分含量变化不大（基准期分别为12.8%和1.605%，试验期为12.785%和1.05%）；矿石品位从基准期的55.89%上升到56.375%，有一定的改善；6#高炉的喷吹混合煤的燃烧性也有较大程度的提高，特别是灰分的降低（基准期的17.93%降低到试验期的15.31%）以及挥发分的提高（基准期的10.48%升高到试验期的11.82%）。总体来说，试验期的原燃料质量较基准期有一定的提升。以以上原燃料以及操作参数为依据计算，绘出两个时期图3，图4所示的操作线图。

图3  高炉基准期操作线

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图4  高炉试验期操作线

对这两个不同时期的高炉操作进行了操作线理论分析发现，基准期铁的直接还原度rd=0.495，理想操作线的铁的直接还原度r'd=0.452，潜力焦比(2.1372-2.009)×(12×948.31)/(56×0.8592)=30.32kg/t，式中0.8592为基准期焦炭中固定碳的含量，炉身工作效率为：

 GZ/GW×100%=(1.2769－1)/(1.3014－1)×100%=91.9%                  （1）

计算的试验期铁的直接还原度rd=0.505，比基准期的直接还原度稍高，而此时期的理想操作线直接还原度r'd=0.453与基准期的0.452相当，使得炉身工作效率和潜力焦比和基准期来比较都稍低，分别为91.02%和33.05kg/t。基准期的实际操作线斜率u比试验期的要大，分别为2.1372和2.125，也就是说试验期的操作线比基准期较为平坦，操作线越平坦其燃料消耗越少与这两个时期燃料比数据吻合，但由于基准期炉况难行的影响，煤气利用的检测数据并不差，即基准期的煤气中的m(H2+O)/m(C+H2)比试验期的要高，所以最后计算的试验期炉身工作效率值偏小。通过两个时期操作线对比分析，整体上基准期和试验期炉身工作效率和降焦潜力相差不大。但实际上，这是由于基准期理想操作线热平衡依然是根据整个基准期高温区热损失来计算的，而试验期的高温区热消耗明显要小于基准期，所以这里的降焦能力要根据热平衡核算，找到本高炉操作条件下合适的热损失来衡量降焦能力。要进一步分析全炉热平衡，找到试验期时期燃料比降低的原因。

3.3 热平衡对比分析

编制区域热平衡时，先要选定区域的边界条件。这里为高温区编制热平衡，以高炉下部热交换区的边界作为选择定的依据，并选定tg空=1000℃，ts空=950℃，Δt=50℃。

热收入项中的风口前碳燃烧与热风带入的热量与第三种方法的全炉热平衡的完全相同(2012年12月与2013年1月全炉热平衡对比如表4所示)，中温区进入高温区时炉料带有的热量计入高温区的热收入，为了简化计算假定焦炭在中温区没有气化（实际上碳素溶损反应从850℃就开始，焦炭在中温区有少量气化），仅有少量以炉尘的形式损失。

表4  基准期与试验期全炉热平衡对比

 

项目	基准期		试验期
	kJ/t	%	kJ/t	%
热收入：
3.风口前碳素燃烧	3736800	68.8	2734543	62.0
7.热风带入	1696105.7	31.2	1673010.3	38.0
总热收入：	5432905.7	100	4407553.3	100
热支出：
2.还原耗热	1529027.6	28.14	1555006.9	35.28
3.脱硫耗热	15419.4	0.28	15577.5	0.35
5.炉渣焓	775702.6	14.28	709892.5	16.11
6.铁水焓	1173000	21.59	1173000	26.61
7.煤气焓	844332.8	15.54	591008.9	13.41
10.冷却和其他散热损失	360772	8.73	363067.4	8.24
总热支出：	4130617	100	4407553.2	100

  

热支出项中由于直接还原和脱硫均在高温区进行，因而直接还原和脱硫耗热与第三种热平衡的相同，在炉料带入高温区的热量作为单独的热收入时，炉渣和铁水的焓计算如下：

q'渣=uQu－q'脉石                                     （2）

q'铁=1000Qe－q'e                                   （3）

式中，q'脉石为炉料中的脉石，灰分等从中温区带入的热量，这两部分热量目前尚无精确的计算方法和实测值，一般高温区热平衡中常采用经验值：每千克渣为840～880kJ,每千克生铁为610～650kJ。这里取其平均值每千克渣为860kJ，而每千克生铁取为640kJ：通过计算得到两个时期的高温区域热平衡各热收入和热支出项值，如表5所示。

表5  基准期与试验期高温区域热平衡对比

 

项目	基准期		试验期
	kJ/t	%	kJ/t	%
热收入：
1.风口前碳素燃烧	3736800	68.78	2734543	63.81
2.热风带入	1696105.7	31.22	1673010.3	36.19
总热收入	5432905.7	100.00	4407553.3	100.00
热支出：
1.还原耗热	1529027.6	28.15	1555006.9	35.28
2.脱硫	15419.4	0.28	15577.5	0.35
3.炉渣焓	400925	7.38	366910.7	8.32
4.铁水焓	533000	9.81	533000	12.09
5.煤气焓	1809706	33.31	1785061.4	40.50
6.冷却及其它热损失	1144827.7	21.07	151996.8	3.45
总热支出：	5432905.7	100.00	4407553.3	100.00

通过两个时期的全炉热平衡和区域热平衡热收入和热支出数据发现，基准期的铁矿石的间接还原度高直接还原耗热少[3]，但煤气焓、冷却及其它热损失却比较高，说明2012年12月的整体的操作炉型经常变动，导致渣皮不断的形成和脱落，煤气流也不稳定，整月的平均炉顶温度256℃也是偏高的，冷却设备以及炉壳散失的热量比较多。另一方面，热收入中试验期的平均风温比基准期要高，在热收入中可以替代部分风口前燃烧的碳量，这里对比结果热风带入热量比基准期高出5个百分点，使得试验期燃料比有所降低。

另一方面，2013年1月的直接还原度偏高，炉身工作效率不高，还有很大的提升空间，首先热风温度的利用还要加强，平均风温仅1176℃离可利用风温水平还有一定距离，热风炉设备管理要加强；其次，顶温的控制要进一步降低，全月平均顶温仅比2012年12月低10℃，在批重确定的条件下，适当调节料线和布料角位。

4 结论

本文使用6#高炉2013年1月和2012年12月两段时期的生产数据，通过Rist操作线和热量收入支出的对比分析出燃料比降低的原因。

1）通过原燃料的加强管理何操作参数的调整，2013年1月经济技术指标明显提高；

2) 绘制出的Rist操作线显示，基准期（2012年12月）的直接还原度比试验期（2013年1月）略低，且炉身工作效率相近，且潜力焦比相差不大，实际上试验期的高温区热消耗明显要小于基准期，所以这里的降焦能力要根据热平衡核算；

3) 通过热平衡的计算，试验期热风温度的提高，代替了部分碳素燃烧释放的热量，试验期风口前碳素燃烧的热量在热收入中所占比重降低，基准期由于批重以及制度调节频繁，使得煤气流紊乱，操作炉型不稳定渣皮带出的热量相对较多；

4) 尽管试验期的焦比和燃料比与基准期相比较有明显的降低，但在保证炉况顺行的情况下还要从降低直接还原度和提高炉身工作效率这两个方面着手进一步降低燃料比。

参 考 文 献：

[1]   王筱留．钢铁冶金学（炼铁部分）[M]．北京：冶金工业出版社，2000：230-234.

[2]   Kalevi Raipala. 高炉中死料柱及炉缸现象[J]. 世界钢铁，2001,1（4）：11-16.

[3]   A. Rist and N. Meysson: Rev. Metall., Nov. 1965, vol. 62 (11), pp. 995-1039.

[4]   那树人．高炉焦比、直接还原度及炉顶温度的联合计算[J]．包头钢铁学院学报，1991，(2)：15-17.

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