鞍鋼4號2580 m3高爐多品種燒結礦入爐條件下提產實踐

邵思維 ，李忠武 ，李仲 ，何沖 ，車玉滿 ，姜喆

（1.鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山 114009；2.鞍鋼股份有限公司,遼寧 鞍山 114021）

鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠（以下簡稱“煉鐵總廠”）4號2580 m高爐第一代爐齡始于2006年12月，采用串罐無料鐘爐頂、DDS液壓矮炮、爐腹至爐身下部4段銅冷卻壁、反滲透除鹽水密閉循環系統、爐缸大塊碳磚陶瓷杯結構、冷INBA沖渣工藝、環保型干法除塵煤氣清洗技術；第二代爐齡始于2015年8月。目前，煉鐵總廠有8座高爐，但僅有7條燒結生產線生產成品燒結礦，燒結礦存在比較明顯的缺口，有時還需要從鞍鋼股份有限公司鲅魚圈鋼鐵分公司長距離運輸燒結礦。由于4號高爐擁有汽運補料口，因此承擔了廠內燒結礦的平衡調劑工作，長期使用兩種燒結礦，且配比和品種需要按各燒結產線的產能頻繁調整，其中東鞍山燒結位于廠外，需火車長途運輸，而產能富余的西區燒結也需要汽運。因此，4號高爐在運料環節的運輸路線周期長，受天氣影響大，燒結礦劣化程度大。第二代爐齡開爐以來，4號高爐爐況始終未進入長期穩定狀態，產能指標偏低，2018年高爐利用系數僅為 2.2 t/（m·d）左右。為了提高產量，4 號高爐于2019年進行了提產實踐，本文對此做一介紹。

1 多品種燒結礦入爐存在問題

（1）入爐燒結礦無法實現單一料種，且各品種燒結礦配比頻繁變化。雨季及冬季依靠汽運、火車運輸對原料水分、篩分效果影響很大。不同品種燒結礦間存在還原粉化性能、軟熔滴落性能等差異，對高爐軟融帶位置、邊緣煤氣流、熱量水平、終渣堿度等影響大。高爐在料種變更后頻繁出現難行爐況，具體表現為透氣性持續惡化、高爐爐溫及操作焦比劇烈波動、崩料等。2018年燒結變料種次數及產能影響如圖1所示，可以看出，變料種次數和產能受到的影響正相關，變料種次數多，則產能降低多。

圖1 2018年燒結變料種次數及產能影響Fig.1 Times of Changing Types of Sintered Ore and Influence of Type-Changing on Production Capacity in 2018

（2）主要使用的兩種燒結礦粒度組成差異大，混用后的填充效應使高爐透氣性惡化。東鞍山燒結礦和西區燒結礦粒度組成如表1所示，可以看出，東鞍山燒結礦<5 mm粉末比例高，長途運輸后整體粒級不受控。

表1 燒結礦粒度組成Table 1 Component of Particle Sizes on Sintered Ore%

（3）操作爐型不合理，冶煉強度長期偏低，風量偏少，加風困難，爐身溫度場10段銅冷卻壁和鑄鐵冷卻壁交界處，溫度值長期偏低。溫度場圓周均勻性差。6～8段銅冷卻壁局部溫度過低（<45℃）。爐身整體冷卻強度偏高，雨季和原料變差時，爐身上部易發生小范圍粘結。

2 提產措施

2.1 “焦包礦”上部裝料制度

2.1.1 歷年裝料制度特點分析

2017年，4號高爐采取6個礦石環位布料，礦石平臺角位差為12°，總體布料特點為平臺寬度寬、邊緣負荷重、中心加焦比例大（35%以上）。由于二代爐齡改造后爐身和爐缸各有一套閉路系統單獨供水，爐身及爐缸的冷卻水量都有了大幅提高，由原來爐缸及爐身共用4 700 m水量，改為爐身單獨用4 700 m冷卻水量，爐缸單獨用5 000 m冷卻水量。冷卻強度提升后，上部裝料制度并未做明顯的相應調整。同時，由于風量、風壓較低，即使大比例中心加焦也仍未起到吹透中心的效果。爐身熱負荷長期偏低，高爐依靠中心氣流應對原料波動的能力差。2018年，高爐逐步采取5個礦石環位布料，但平臺縮短后，中心和邊緣兩股氣流未能得到很好的匹配，隨著原料波動，邊緣渣皮處于波動和局部結厚交替出現的不穩定狀態。

2.1.2 上部裝料制度調整過程

采取“焦包礦”上部裝料制度應對燒結小粒級偏多及雨季運輸影響。2019年鞍鋼4號高爐基本料制的摸索調整分為四個階段，主要裝料制度調整過程如表2所示，系統熱負荷、中心焦比例如圖2所示。

圖2 2019年系統熱負荷、中心焦比例Fig.2 Heat Load for System and Central Coke Ratio in 2019

表2 2019年主要裝料制度調整過程Table 2 Adjustment Process of Main Charging Systems in 2019

（1）Ⅰ階段：整體提升熱負荷。年初系統熱負荷低于55 000 MJ/h水平，渣皮偏厚，風量偏少僅為4 350 m/min。主要采取減少邊緣焦炭負荷、疏導邊緣氣流的措施；同時，適度下調中心焦炭比例，并配合爐身水量的整體下調（3 900 m/h降至3 500 m/h）及局部減水，以提升系統熱負荷水平。目標是處理局部偏厚渣皮，改變系統熱負荷過低現狀。2月初，系統熱負荷恢復至60 000 MJ/h以上水平，風量逐步提升至4 500 m/min水平。

（2）Ⅱ階段：吹活中心，優化死料柱狀態。通過增加中心焦比例，徹底打通中心，增加風量及鼓風動能，活躍爐缸。料制上逐步嘗試在第5環和第4環設置擋墻焦炭，減少礦石向中心的滾動。最終改變4號高爐長期以來因原料條件導致的中心不暢、整個料柱狀態不佳的頑癥。通過增加中心焦量和提升風壓操作的結合，整體提升風量及爐缸狀態。4月，風量提升至4 650 m/min，但壓差隨即升高至175 kPa，風量提升并未明顯提高鼓風動能。中心焦比例增大后，邊緣氣流不夠穩定，熱負荷和渣皮厚度波動較大，產能逐步提升至5 950 t/d，但原料波動導致的順行難題并未完全好轉。

（3）Ⅲ階段：采用焦炭外探，提升邊緣氣流穩定性。5月中旬，開始使用焦炭外探的裝料矩陣，熱負荷在60 000～75 000 MJ/h之間，趨于受控。邊緣采取“焦包礦”后，系統熱負荷下降且波動范圍變小，其接受壓差能力及下料狀態也逐步好轉，為高爐提升風量創造了條件。中心焦比例逐步降低。氣流由中心為主轉向邊緣和中心兩股氣流匹配。風量提升至4 800 m/min水平，產能達到6 200 t/d水平。隨著順行狀態提升，高爐對原料波動承受能力增強。但8月受連續下雨影響，高爐使用回裝料，邊緣再次出現局部結厚，配合局部減水的同時，外探焦臨時加至2圈后改回。

此階段總體效果顯著，經分析認為，4號高爐原料頻繁變更、東鞍山燒結礦粉末比例偏高以及爐身冷卻強度偏高的特點，都決定了其需要相對更充分的邊緣氣流和更低的邊緣焦炭負荷才能保證順行和均勻穩定的渣皮。中心加焦比例應控制在30%以下。礦石起始角度固定為理論計算的切爐墻角度39°，以減少邊緣爐料滾動帶來的氣流變化。爐身熱負荷應控制在60 000～80 000 MJ/h區間之內，以55 000 MJ/h為下限警戒值。

（4）Ⅳ階段：鞏固與降耗階段。由于Ⅲ階段提升產能目標已基本實現，本階段嘗試將礦石平臺角差由9°縮減到8°，以進一步提升風量。在爐身溫度場改善的情況下，嘗試減掉外探焦，以降低消耗指標。但從實際效果來看，外探焦減掉后熱負荷波動再次加劇，平臺寬度減少后風量也未明顯升高。順行狀態較第三階段反而有所下滑。因此，受冬季氣溫低及雨雪影響，外探焦仍有階段性保留的必要。

2.1.3 焦炭外探料制特點及操作

五環布料及“焦包礦”的布料制度，在原料條件變化，尤其是入爐燒結礦＜5 mm粉末比例偏多、燒結礦堿度頻繁波動的情況下，能夠較好的保持穩定的邊緣氣流，實現風量和冶煉強度的增加。但在日常操作中，原料變化帶來的邊緣和中心氣流的匹配問題仍是操作的重點和難點。該種裝料模式較窄的平臺寬度，較輕的邊緣負荷都增加了原料變化后煤氣流通路變化的可能，需要操作者根據原料質量和高爐自身溫度場對兩股氣流進行頻繁的調整，從而達到兩者關系的適度匹配。

在制度調整過程中，需要注意制度調整趨勢和原料質量趨勢的相互適應。2019年4號高爐除受雨季落地料導致的結厚外，也出現過因為雨季回裝料篩分效果差，造成中心氣流堵塞的情況。上部塊狀帶溫度大幅升高 （爐身11～13段局部升高至300℃以上），邊緣管道明顯，導致1～2個冶煉周期的爐況失常，主要依靠臨時中心加罐焦平整料面及打通中心氣流來處理。

由于取消了十字測溫，只能依靠爐頂溫度、爐喉溫度、爐身溫度場分布判斷氣流分布。尤其要區別判斷爐身局部溫度值升高，到底是邊緣“重”還是“輕”造成的，不能簡單認為爐身局部溫度值升高就是邊緣氣流發展的征兆。按照4號高爐的生產經驗，中心過分發展的“W型”軟融帶，在煤氣進行第三次分布時，過剩的中心氣流會沿著上部塊狀帶焦窗向邊緣運動，造成爐身下部溫度場溫度降低，而上部溫度場溫度升高的現象。而由于持續雨天原料惡化導致的塊狀帶中心氣流堵塞，邊緣出現管道行程，也會造成爐身上部溫度值升高的現象。兩者機理和調整方向完全相反。日常需要根據各部位溫度場升高程度、上部圓周均勻程度、爐頂成像以及崩料后的氣流變化情況等加以綜合判斷區別。

同時，要避免對邊緣焦炭的依賴。避免在原料波動過程中，采取風量少則加中心焦，效果不好又減邊緣負荷，最終導致邊緣和中心加焦兩部分比例越來越大，環狀帶焦炭越來越少的情況。焦炭外探0.5～1圈即可，增加至1圈以上將導致系統熱負荷波動增加。應對原料質量惡化，應以調整10環礦環數為主。

2.2 縮小風口面積

在Ⅱ階段2月到4月的調整過程中，風量提升200 m/min后壓差也緊隨升高，鼓風動能并未明顯增加（2月為101 kJ/s，4月僅升至104 kJ/s）。4月30日將風口面積由0.347 0 m縮小至0.339 1 m，7月25日縮小至0.328 2 m。同時，適當降低頂壓設定值，通過降低頂壓，為提高風量提供空間。風速提高后，逐步將壓差控制范圍由≤170 kPa，逐步調整為≤185 kPa。

通過鼓風動能的逐步提升，改善料柱的孔隙特征。此過程看似隨壓差升高料柱整體阻力升高，但考慮爐腹煤氣量的增加，實際阻力系數K值是升高的，等流速單位體積煤氣量在料柱中的阻力是降低的，因此動能反而有所提高。但在提高壓差的過程中，必須根據實際探尺反映的下料情況，循序漸進地逐步提高，堅持風量不能減少的原則，控制極限風速不超標。高爐的操作區間應由極限風壓、極限風速、極限壓差三個參數共同確定，并在實際操作中逐步摸索，緩慢嘗試，避免因壓差突然提高造成的崩料。

2019年風量、風壓、壓差和鼓風動能指標如表3所示，可以看出，高爐風量、風壓、壓差和鼓風動能均有所提高，最高風量達到4 844 m/min，風壓提升至380 kPa，月均壓差提升至175 kPa，鼓風動能提升至124 kJ/s。高爐冶煉強度增加，爐缸的活躍程度及高爐整體順行狀態均有較大改善。

表3 2019年高爐風量、風壓、壓差和鼓風動能指標Table 3 Air Volume,Air Pressure,Differential Pressure and Blast Kinetic Energy Index in 2019

縮小風口面積，并不一定會造成風量的減少或鼓風動能的提高。鼓風動能是受風機出口風量、頂壓設定關系、料柱自身阻力、風口面積四個因素綜合影響的參數。操作中關鍵是找到適宜的鼓風動能區間，并通過操作措施使鼓風動能達到該區間。

2.3 利用中部調劑規整爐型

2019年高爐爐身及局部冷卻壁水量調整過程如表4所示。2月開始對溫度點偏低的西北方向共12塊冷卻壁水量進行減水1/3～1/2處理，并根據溫度控制區間，對爐身整體水量和溫度低的冷卻壁單根水管水量進行適度調整。該部位由使用600 mm長風口換為580 mm短風口。通過調整水量及風口，逐步改善爐身溫度場圓周的均勻性。控制各段溫度點下限值，6～8段銅冷卻壁溫度點控制≥50℃，9段以上控制≥55℃，溫度過低需進行早期減水干預。

表4 2019年高爐爐身及局部冷卻壁水量調整過程Table 4 Water Volume Adjustment Process for BF Stack and Partial Cooling Stave in 2019

針對銅鐵交界處10段冷卻壁溫度長期偏低的情況，2月開始通過局部減水，焦炭外探措施，利用足夠的邊緣煤氣流，逐步規整爐型。高爐爐身溫度如表5所示。至6月底，10段冷卻壁溫度逐步升高至65℃，高于55℃的黃色預警值，高爐工作爐型得到改善。

表5 高爐爐身溫度Table 5 Temperature of BF Stack ℃

2.4 強化物理熱管理

針對4號高爐爐缸活躍程度一直不佳的狀況，建立爐缸物理熱指數，量化提升爐缸狀態，公式為：

式中，N為物理熱指數；T為鐵水測溫溫度，℃；［Si］為鐵水含硅量，%。通過該指數評價爐缸物理熱狀態，并將N≥2.5設定為日常爐缸物理熱指數紅線，低于紅線值必須采取提升物理熱的措施。上部邊緣及中心氣流兩股氣流匹配的制度也為提升爐溫及物理熱提供了基礎條件。

在原料波動時，統一操作思路，以杜絕連續低爐溫為首要目標，以罐焦形式補足崩料后的熱量,同時結合高鼓風動能活躍爐缸。經過多種手段，爐缸物理熱指數由2019年初的2.51提升至年底2.66。爐芯中心點溫度由612℃提升至644℃。爐缸活躍程度明顯好轉，且爐缸活躍程度的提高顯著提高了高爐應對爐溫波動的能力。

3 實踐效果

鞍鋼4號高爐生產指標如表6所示，可以看出，與2018年相比，2019年日均產量提升了319 t/d，高爐利用系數由2.20 t/（m·d）提升至2.32 t/（m·d），高爐減風率由2.51%降低至1.88%，燃料比由543 kg/t降低至541 kg/t，取得了顯著的經濟效益。其中5月以后日產（除12月檢修以外）均實現6 000 t/d以上。2019年9月創造日產6 450 t/d的歷史新高，利用系數達到了 2.5 t/（m·d），提產效果顯著。

表6 2018、2019年高爐生產指標對比Table 6 Comparison of Production Indexes of BF in 2018 and 2019

4 結論

（1）焦炭外探的“焦包礦”裝料制度，對小粒級入爐比例高、原料不穩定的高爐，能起到較好的穩定邊緣氣流作用，處理局部結厚有較明顯效果，利于形成更穩定的溫度場和更合理的爐型，同時能顯著提高雨雪季節高爐對原料運輸途中不可控因素的應對能力。但為了適應煤氣流的變化，該種料制需根據原料情況和氣流情況頻繁進行小幅調整。

（2）提升鼓風動能是目前高爐強化冶煉的關鍵。同樣原料條件下，逐步提升鼓風動能能有效改善死料柱及爐缸狀態。但鼓風動能提升必須根據極限風壓、極限壓差、極限風速三個參數的情況，采取綜合手段進行調整。與原有觀點認為2580 m高爐鼓風動能在130 kJ/s左右即可不同，目前國內越來越多的同規格高爐鼓風動能均達到了150 kJ/s以上，且取得了更好的爐缸狀態和更高的利用系數。

（3）以中部調劑作為爐況調整的常規手段并不被國內大部分鋼企認可，但對原料小粒級入爐比例高的高爐，必須重視冷卻壁溫度點的管理，尤其爐腹及爐腰部位，應制定控制區間，低于控制區間則可以通過局部靈活調整水量進行控制。

（4）煉鐵總廠燒結產能存在明顯缺口，為了平衡調劑所用燒結料，4號高爐長期使用兩種燒結礦，且配比頻繁變化，高爐產量較低。為了提高高爐產量，分析了高爐歷來的裝料制度特點，提出采取“焦包礦”上部裝料制度，縮小風口面積以提高風速和鼓風動能，利用中部調劑規整爐型，以及強化物理熱管理，建立爐缸物理熱指數，量化提升爐缸狀態等措施，實施后高爐產能提高了319 t/d，高爐利用系數由 2.20 t/（m·d）提升至 2.32 t/（m·d），提產效果良好，值得借鑒。