摘要针对马钢1号2500m³高炉2号铁口区域炉缸冷却壁水温差出现异常升高现象，采取了“以炉缸侵蚀模型为预警参数，以不定期开、堵风口为主要手段，加强铁口维护保持稳定的泥包并配合铁口压人含钛精粉炮泥进行局部修复”的护炉制度，逐步将炉缸水温差降至正常范围，保证了高炉最大限度地发挥产能，达到了护炉保产的目标。

关键词高炉炉缸侵蚀冷却壁破损高产

1 引言

  马钢1号2500m³高炉于1994年4月投产，至今已生产12年。近年来炉腹冷却壁的频繁破损成为实现高炉长周期、高水平稳定顺行的限制环节。2003年12月年修更换了部分冷却壁，但受原设计炉型的影响，未能解决高炉强化与护炉之间的矛盾，2004年随着煤比提高冷却壁又出现连续破损。2005年3月底2号铁1：3区域炉缸二层冷却壁水温差出现异常升高现象，由正常的常压水温差0．5～1．0℃上升至高压水温差1．8℃(相当于常压水2．7℃)，超过了危险值，被迫大幅度降低冶强操作。这一威胁高炉生产的重大安全隐患立即引起了公司的高度重视，1号高炉大修被提上了议事日程。考虑到马钢新区500万t项目的第一座高炉到2006年底才能投产，决定1号高炉2007年1月停炉大修，这段时间内，在保证炉缸安全的前提下，1号高炉仍需维持较高的生产水平，以保持公司当前的生产平衡，实现年产1000万t钢的总体目标。因此，如何在炉体和炉缸的双重压力下，在护炉和保产的矛盾中寻求新的平衡点，成为高炉的首要课题。

2护炉保产思路的确定

2．1  炉体、炉缸的基本状况

    (1)炉缸的异常侵蚀。马钢所使用的自产矿中含有一定量的钒、钛，因此，长期以来炉缸的状况相对比较稳定，但在2003年年修开炉时，2号铁口进行了爆破，对该区域的炉缸炭砖可能造成了破坏。因此，2005年3月的炉缸水温差升高是局部的，集中在2号铁口区域，包括2(层)一13号～16号及3(层)一14号冷却壁，其中2—14号较为突出，在改高压水后水温差最高达1．8 ℃，炉缸侵蚀模型的数据与此是一致的，2号铁口方向(66⁰)炉缸侵蚀模型侧壁厚度(1 150℃凝固线距边界距离)也由正常的800mm降至635mm，如图1所示。

    4月1日休风堵2号铁口两侧的1 3～1 7号风口，并采取了降低冶炼强度、提高炉温、停止2号铁口出铁等应急措施，4月8日炉缸2—14号冷却壁(高压)水温差降至0．85℃，炉缸侵蚀模型66⁰侧壁厚度上升为814 mm，表明炉缸过高的水温差得到了控制，逐步捅开风口，提高冶强，如图2所示。

    针对水温差的局部异常升高，由马钢和东北大学组成联合试验小组对l号高炉进行风口喂钛精粉包芯线护炉试验。4月16日开始喂线，至21日喂线结束，共喂线121t。从实际效果看，虽然在提高冶强状态下，炉缸侵蚀部位冷却壁水温差没有继续上升，保持相对稳定，但没有达到预期的迅速降低水温差的目的。

    至4月底，高炉产量恢复至5 800～6 000 t／d，[Si]0．4％～0．6％，堵15号风口，2一14号冷却壁(高压)水温差0．83℃，仍高于正常值，结合冶强水平看，炉缸局部侵蚀状况没有根本改变，还不能支持长期强化冶炼需要。

    (2)炉体冷却壁的破损。1号高炉冷却壁的破损主要集中在炉腹带，长期以来每当炉况出现大的波动和失常，冷却壁破损就急剧增加。按照我们对“操作护炉”的理解，一直认为，炉况不顺是冷却壁破损的主要原因，只要保持炉况的长期稳定顺行，冷却壁的破损就可以得到有效的控制。但2004，年以来的实践表明，这种观点是不全面的，在炉况顺行的前提下，高煤比成为导致冷却壁破损的主要原因。如果选择2004～2005年利用系数最高的6个月进行比较，会发现冷却壁的破损量与煤比的相关性很强，在高煤比的月份，破损量显著增加，这一煤比的临界值约为160kg／t，如图3所示。

    煤比升高导致边缘煤气流发展并影响顺行， 这在1号高炉指标提升的过程中曾出现过，通过采用高顶压、大矿批、“平台漏斗”布料模式及高风速、高动能的操作制度一度有效地控制了这种趋势，但在煤比超过150-160kg/t后,这种矛盾更加突出,尽管顺行可以保证,并维持较高的冶强,但墙体温度的大幅度波动说明边缘煤气流确实难以控制. 这主要与1号高炉的设计炉型(炉腹角偏大),和使用铸钢冷却壁(炉内渗碳造成壁体材质特性发生变化)有关,在2003年底投产的2号2500m3高炉上,通过修改设计炉型和使用铜冷却壁已解决了这一问题,目前煤比180kg/t.在炉缸水温差出现异常升高后,由于要长期堵1-2个风口操作,加上已经废止的3号风口(2004年12月份年修恢复时3号风口烧穿,大套严重受损,被迫永久性盲死),工作风口数就仅能维持27-28个,这样长期堵固定方位的若干风口更增加了气流调节上的难度,因此,2005年4月份以后一段时间内,冷却壁破损加剧(炉腹带冷却壁破损比例达60%),燃料比大幅度升高,直接影响到产量和顺行,至2005年底,随着护炉工作的有序开展,情况才逐步改善,如图4所示.

2．2  问题的提出和对策   

    公司在明确1号高炉大修时问表的同时，对大修前的护炉保产工作也提出了明确的要求，即在保障炉缸安全的情况下，保持日产量在6000t的水平.

    护炉和保产既矛盾又统一。一方面，任何护炉措施都会在一定程度上限制产量，另一方面，护炉是保产的前提条件，炉缸安全是限制环节，冷却壁维护则是主要矛盾，只有“护好炉”才能“保住产”，结合高炉的实际情况，必须解决好以下两个主要问题：

  (1)护炉措施的选择。常规的护炉措施如控制冶强、提高生铁含硅、堵风口及使用护炉料等均要以牺牲产量为代价，由于1号高炉炉缸水温差仅是局部升高，因此针对侵蚀部位采取措施才是合理的。

  改高压水增加冷却强度、堵2号铁口上方的风口是必要的，在前期的操作中也取得了明显的效果，但应考虑长期堵固定方位的风口对气流周向分布均匀性的不利影响。

  从炉顶加入含钛炉料是最常用的护炉手段，但存在缺少针对性、加入量大、对炉况顺行影响大以及见效慢等缺点。

  从风口喂入钛精粉包芯线，虽然针对性强，但由于风口距离侵蚀部位较远、喂线强度不足，因此效果不明显且成本过高，但却为我们提供了另一种选择，即在每炉出铁堵口过程中，尝试从铁口打人含钛精粉的炮泥，这种方式很简单，最大的优点是可以使含钛炉料与侵蚀部位直接接触。虽然其钛还原的条件不够充分，但可以进行长期使用且不增加成本，值得尝试。

  如果上述措施能够有效地控制水温差，则对冶强和炉温的限制就可以大大放宽，最大限度地发挥产能，达到保产的目的。

  (2)煤气流的控制。煤比提高和长期堵风口导致冷却壁破损增加，是影响顺行和产量的主要原因。根据公司对1号高炉产量的要求，提出以下原则：为确保6000t／d的生产水平，可适当降低煤比(不超过150kg/t)，控制冷却壁破损量≤2块／月(按这一速度可确保大修前的炉体安全)，保持煤气流的稳定，以达到降低燃料比、提高产量的目的。

     对于长期堵风口的操作，可以尝试在水温差和侵蚀模型允许的情况下，利用休风机会不定期地开、堵风口，以防止出现顽固性的气流偏行。

      因冷却壁主要为热面(冷却壁为双层结构)破损，随着大修时间的临近，可以考虑肓堵部分漏水严重的的冷却壁，同时加装圆柱状冷却器并灌浆造衬(功能恢复)来维护操作炉型。

  此外，保持活跃的炉缸状况、减少铁水环流是至关重要的，从这个角度讲，维持一定水平的冶强，保持充足的物理热和适宜的[Si]是必要的。

3  技术措施的实施与分析

    2005年4～12月，高炉进行了各项护炉保产措施的实践摸索，经过数次炉缸水温差的波动，逐步形成“以炉缸侵蚀模型为预警参数，以不定期开、堵14号或15号风口为主要手段，通过加强铁口维护，保持稳定的泥包配合铁口压入含钛精粉炮泥进行局部修复”的护炉制度，逐步将2—14号冷却壁(高压)水温差降至0．4～0．5 ℃，如图5所示。高炉产能也得以释放，2006年1～6月份平均利用系数2．405，相当于全年219万t的生产水平，超过了1号高炉年产量历史最高水平，同时在冷却壁破损得以有效控制的前提下，煤比水平提高至140～150kg/t，并保持较低的燃料比，达到了保产的目标(见图4)。

    (1)堵风口操作。尽管堵风口是护炉的重要手段，但1号高炉在2004年5月～2005年6月，堵风口的时间仅占55％，这也是能够保持高产的主要原因。其中开、堵风口的时机选择是关键。从2005年的几次水温差波动中发现，对侵蚀状况的反映，侵蚀模型数据要比水温差的变化提前3～5天(见图1)，而且比水温差更稳定、更真实。此后，将侵蚀模型数据作为炉缸侵蚀状况的预警参数。由于2005年3月水温差突升时，侵蚀模型数据最低值为635mm，因此，将其预警值定为800 mm，危险值定为700 mm。2006年随着冶强的提高，分别修订为1 000 mm和900 mm，以此作为休风堵风口的主要依据。由于措施采取时间提前，可以避免水温差明显上升后被迫大幅度控制冶强，可尽可能减少损失，有利于炉况的长期稳定顺行。同时，当该部位侵蚀模型厚度增加到有可能影响炉缸活跃状况和气流分布时，可以捅开风口，并适当提高冶强来“消肿”。图6、图7显示了2006年4～5月的一次典型的循环调整过程。

       2006年1～3月份高炉长时间堵14号风口操作，侧壁厚度由800mm涨至1 500mm，增加富氧量，由6000m³／h至7000m³／h，4月5日捅开14号风口并暂时停用钛精粉炮泥，上涨势头随后得到抑制，4月中旬高炉因设备故障频繁休风和慢风操作，冶强偏低，侧壁厚度反弹，增加较快，最高达2200mm，2—14号冷却壁水温差最低0．27℃，炉体周向温度分布不均，波动明显增大，将富氧量由7000m³／h增至7 500 m³／h，之后随冶强增加侧壁厚度逐渐减薄，且速度逐步加快，随后2一14号冷却壁水温差上升至0．5℃，重新投用了钛精粉炮泥。5月10日侧壁厚度降至950mm，遂休风堵14号、15号风口，并控制富氧量至4000m³／h，侵蚀模型数据滞后一段时间后，逐步回升至1 200mm并稳定住，水温差也降至0．4℃，5月17日捅开15号风口并恢复富氧量至6000m³／h。正是通过这种动态的控制方式，我们在护炉和保产的矛盾中逐步找到一种平衡，实现了护炉和保产的双重目标。

    (2)铁口维护。从理论上讲，铁口区域炉缸水温差升高，应减少该铁口出铁量甚至停用该铁口。但在实际操作中，在2号铁口停用期间，该部位水温差呈现一种“先抑后扬”的规律，即在停用初期，水温差有所下降，但经过一周左右的时间后又有所回升，随着铁口投用，水温差上升趋势会有所抑制，这种现象可以解释为铁口炮泥对该区域炭砖的保护。因此，在后期操作中，不再刻意限制2号铁口的出铁量，而是把工作重点放在铁口维护上，通过增加打泥量，提高铁口深度来保持泥包的稳定，有时在侵蚀模型预测厚度减薄时，甚至通过提前投用2号铁口来进行控制。

    经过多年的实践，1号高炉的出铁制度已比较完善，铁口维护状况稳定。为配合护炉，从2005年5月开始试验从铁口压入含钛精粉炮泥。钛精粉在炮泥生产过程中直接加入(配比20％)，每炉装入8～10块钛精粉炮泥(占总装泥量20％～25％)，堵口时随炮泥一起压入铁口。但最初的使用效果并不理想，主要是炮泥中掺入钛精粉后，影响到了炮泥的整体性能，泥包的烧结强度降低，抗冲刷性变差,造成埋棒易漏、出铁时间短、铁次增加、渣铁不净等,影响到炉况顺行，被迫停用。后通过调整原有的炮泥配方，在炮泥中加入少量高档骨料，使炮泥的性能明显提高，2005年8月开始长期配用。到目前为止,虽然它的护炉机理尚未经过充分论证，但在一年多时间内，随着冶强的提高，在[Si]基本维持在0．4%的条件下，2—14号冷却壁水温差和侵蚀模型侧壁厚度的变化均表明该区域的炉缸侵蚀正得以修复.

    (3)炉缸状况的改善。活跃的炉缸可以减少环流，尤其在2号铁口停用时，如环流增加，势必造成2号铁口区域炉缸侵蚀部位形成涡流，加剧侵蚀.适当降低煤比无疑有利于改善炉缸状况，通过沿用“高风温、高风速、高动能”的送风制度，保持了充足的炉缸物理热(见图5)。炉缸状况改善和漏水冷却壁的功能恢复促进了上部煤气流的稳定，冷却壁的破损也得到有效控制，形成了良性循环，在一定程度上弥补了长期堵风口的不利影响。值得提出的是,合理的[Si]对活跃炉缸和提高产量有着双重作用虽然提高炉温是护炉的常规措施，但其主要作用是配合炉顶加入护炉料进行大面积护炉，而在通过其他手段可以有效控制甚至修复局部侵蚀部位的情况下，[Si]的高低已不是主要矛盾，相反，过多地强调做高[Si]，对缺少2～3个风口工作的炉缸不仅没有益处，反而不利于气流的稳定，对产能的发挥更是严重的制约。因此除在短时间内需要配合堵风口等其他措施护炉时，[Si]始终稳定在0．30％～0．40％。

4  结语    

    (1)护炉效果显著。2号铁口区域炉缸局部(高压)水温差由原来的1．8℃降至0．4～O．5℃。 

    (2)高产。高炉利用系数长期稳定在2．4。

    (3)低耗。尽管煤比有所降低，但由于冷却壁破损得到有效控制，保持了较低的燃料比。   

    (4)突破传统护炉对[Si]的限制，实现低[Si]高物理热操作，促进产能提高。   

    (5)加强铁口维护与压入含钛精粉炮泥相配合，对炉缸局部侵蚀部位起到了功能恢复作用。