云南某1350 m3高爐全焦開爐生產實踐*

2022-07-02 05:20:48林安川劉緣緣

云南冶金 2022年3期

陳礁，林安川，劉緣緣

（1.武鋼集團昆明鋼鐵股份有限公司煉鐵廠，云南蒙自 661101；2.昆明工業職業技術學院，云南昆明 650302）

云南某高爐有效容積1 350 m3，設有22個風口，2個鐵口。2021年3月完成空料線降料面停爐檢修，在實施完成爐腹澆筑內襯修復工作（爐腹冷卻板區域增加冷卻水管并澆筑，爐身進行噴涂修復）后進行開爐。由于高爐開爐是一個系統復雜的龐大工程，需要準確的工藝計算、高效的生產組織以及耗費大量的人力物力[1]。尤其是，開爐填充爐缸及以下部位不僅需要耗費數百噸價格昂貴的規整木材，更需要大量人工將木材搬入爐內進行整齊擺放。由此，出于安全性、節約人力和相對稀缺得多的木材資源考慮，本次開爐嘗試使用全焦炭填充開爐，這也是該高爐首次采用全焦填充、帶風裝料、預埋氧槍技術的全新開爐方式。高爐在2021年3月21日21:16時點火后，通過制定合理的開爐方案、精心的開爐準備和嚴格按照方案執行，有序完成了烘爐、試壓、熱負荷試車等各個關鍵環節，為實現順利開爐奠定了良好基礎條件；在開爐進程中通過對適宜冶煉操作參數的精準計算和精心控制，高效協調各方面生產組織，克服了全焦開爐過程中易于產生高爐懸料、憋風現象的不足。開爐進程中高爐無休風，開爐15.8 h后出鐵，56.6 h后實現全風口作業，至3月24日，高爐產鐵4 113.65 t，利用系數達3.02 t/（m3·d），實現安全快速開爐達產。

1 開爐準備

1.1 高爐烘爐

為使高爐澆筑和噴涂的耐材水分緩慢蒸發，提高澆筑料的整體強度；同時讓整個爐體設備逐漸加熱至生產狀態，避免生產后因劇烈膨脹而損壞設備。高爐澆筑噴涂后，需要進行烘爐作業[2]。3月17日17:16時，開始高爐本體烘爐：采用熱風爐烘爐，以熱風溫度為控制溫度，計劃烘爐72 h，分三段進行升溫（詳見表1計劃烘爐過程參數）。烘爐升溫至500℃后恒溫20 h且爐頂廢氣濕度接近大氣濕度，即達到烘干標準，進行休風自然涼爐。

表1 計劃烘爐過程參數Tab.1 Planning blast furnace baking process parameters

烘爐期間為保護爐頂設備，以風量作為調劑手段，嚴格控制頂溫不超過350℃、齒輪箱溫度不超過50℃。此外，為保證烘爐順利進行，從19#風口處加裝了1個熱電偶伸到爐內作監測參考。在實際烘爐過程中，初始送風階段經高爐鼓風機送出的冷風溫度已達72.6℃，因此第一階段升溫情況略有偏差；在恒溫500℃烘爐5 h后，爐缸內焦炭著火，短時間內適量降低風溫至400℃烘爐，整體上做到了和計劃的吻合。烘爐情況如圖1烘爐曲線所示。

圖1 1 350 m3高爐烘爐曲線Fig.1 Furnace drying curve of 1350 m3blast furnace

2.2 試壓檢漏

此次檢修涉及高爐本體、熱風爐、煤氣管道等多個區域，為確保高爐工藝系統的嚴密性，不影響后續工作，因此必須提前做好檢漏補漏。在烘爐結束后，用高爐鼓風機向高爐、熱風爐及煤氣系統進行送風充壓。試壓檢漏方案為：熱風爐系統壓力不超過0.41 MPa，升壓采用（0.12→0.15→0.18→0.20→0.25→0.30→0.35） MPa 七個壓力級別保壓檢查；高爐、煤氣系統壓力不超過0.21 MPa，升壓采用（0.10→0.12→0.15→0.18）MPa四個壓力級別保壓檢查。

3 高爐裝料

由于高爐本次停爐扒料時爐缸內爐料未全部清除，因此烘爐前對爐缸進行了清理。爐缸清理的爐料主要為焦炭及部分渣鐵，清理深度至風口中心線以下60 cm，并沿東西鐵口方向清理了一條寬200 cm、深180 cm的通道，爐缸清理容積為55 m3，采用焦炭填充開爐。

3.1 配料及工藝控制

本次開爐爐料使用焦炭1種，礦石由自產燒結礦、球團礦和塊礦3種構成，熔劑2種分別為白云石、硅石，詳細爐料成分見表2、表3。

表2 原料、熔劑成分Tab.2 Composition of raw materials and fluxes

表3 焦炭理化性能Tab.3 Physical and chemical properties of coke %

開爐裝料主要控制參數為：全爐總焦比為2.9 t/t，焦批重8.0 t，礦批16 t；正常料礦批16 t，焦比892 kg/t，控制理論生鐵含硅4.0%，正常料堿度0.90，全爐堿度0.90，詳細開爐工藝控制參數如表4所示。

表4 開爐工藝控制參數Tab.4 Process control parameters of blast furnace

3.2 裝料制度

本次開爐采用帶風裝料，爐料多段式配置過渡，料制為C↓O↓。高爐開爐填充料分為凈焦、空焦與正料三種，共計87批。其中，爐缸、爐腹、爐腰部分為凈焦，共40批，一次性裝入；爐身下部為空焦，共14批；爐身中部及上部為空焦與正料混裝，7批空焦與5批正料混裝，剩余21批正料正常裝入。具體裝料方式詳見表5。

在高爐裝入2批正料后，即第56批料下完后，料線填充至13.2 m。3月21日21:16時，高爐進行點火送風，開始帶風繼續裝料；22日1:48時第87批開爐料下完，料線8.2 m。高爐開爐料裝完后，按布料矩陣正常裝料。

4 開爐

由于本次1 350 m3高爐開爐是在未清除爐底殘鐵情況下首次采用全焦填充爐缸的全新開爐方式，受爐底積存殘鐵和爐缸全焦燃燒騰空間進度減慢（較新建高爐枕木開爐而言）影響，在開爐進程中一度出現了懸料、憋風等情況。通過帶風裝料吹除部分粉末及松動料柱改善透氣性，鐵口預先配設氧槍助燃及預熱殘鐵及爐缸，結合高爐精準配料計算及后續進程中冶煉參數的及時調整和控制，高爐實現安全快速開爐達產。

表5 高爐開爐的裝料方式Tab.5 Charging method of blast furnace

4.1 送風制度確定、點火后受風狀態

1 350m3高爐共22個風口（φ120mm），總進風面積為0.248 8 m2。為配合使用氧槍開爐技術及有效避免開爐初期渣鐵燒壞風口中小套，選擇開東西兩側鐵口上方的風口送風（送風風口8個，分別是 1#、2#、21#、 22#、 10#、 11#、 12#、 13#風口），進風面積為0.090 5 m2，占全風口面積為36.36%。開爐以最高風溫（642℃）點火，點火后8個風口全部燃燒正常；點火后視熱風爐送風能力前期風溫維持在750℃左右，引煤氣后逐步增加風溫，出鐵前提高至1 000℃左右；入爐風量前期控制在（1 000～1 200） m3/min，直至增開送風風口數量后才逐步加風。高爐送風點火開爐后，以每小時4批左右的料速下料，隨后料速逐漸加快（22日0時下料5批，1時下料8批，2時下料6批）。從21日21:16時點火后至22日2:00時，共計下料27批，高爐頂溫持續偏低在50℃以下，這也反映出了帶風裝料更易改善受風的優勢。

開爐初期，高爐入爐風量可穩定控制為（1 000～1 200） m3/min，隨著高爐不斷下料填充，全焦填充爐缸開爐不能快速有效燃燒為高爐騰出足夠空間的劣勢逐漸顯現：高爐透氣性逐漸降低，高爐壓差、風壓升高，至22日4:18時高爐引煤氣頂壓提高，進一步加劇了風壓和壓差的上升趨勢（圖2）。至5:11時風壓劇升、風量萎縮，減風后風壓依舊持續升高，高爐已成懸料。坐料過程中，風量減至零并打開部分風口窺視孔蓋板，風壓仍有80 kPa憋于爐內，5:30時回風至350 m3/min緩慢促進爐內焦炭燃燒至7:49時再次坐料：在打開所有風口窺孔蓋板后，風壓緩慢下降至30 kPa（8:02時）時，爐料下滑至8.2 m?；仫L后增加風量至1 200 m3/min，并穩定可控，此后高爐透氣性轉好，料速轉快（從9:00時的2批/h增至12:00時的5批/h）。其中，在22日高爐坐料后，更改布料矩陣為，該矩陣進一步增強了邊緣氣流，高爐氣流的穩定順暢有效促進了爐況的恢復和加快進程[6]。

圖2 高爐部分參數趨勢Fig.2 Trend of some parameters of blast furnace

4.2 出鐵、高爐開爐進程控制

本次高爐開爐首次采用了帶風裝料結合預埋氧槍的新技術。在高爐點火送風后，通過從東西鐵口兩側預埋插入高爐爐缸內（4.0 m）的氧槍持續通入高壓氧氣加快對爐缸內焦炭的助燃和爐缸底部的預熱、渣鐵的融化。實踐中，插撥氧槍過程中除西鐵口拔出第一支氧槍鐵口噴濺無渣鐵外（3月22日3:28時），東鐵口第一次拔出氧槍（2:30時），已有部分熔融渣鐵流出（約20 t）。此后東西鐵口分別拔出第二次埋入的氧槍（3:22時、5:03時）時均有渣鐵排出（合計共計約有30 t）。這說明，采用氧槍開爐技術，能有效促進高爐爐缸內焦炭的燃燒和原有渣鐵的熔融和排出，不僅加快了爐缸騰出空間，同時增加了初始熱量。

高爐于3月22日13:06時打開東鐵口正常出鐵（表6），渣鐵出爐后ω（[Si]）3.99%、堿度0.96，與配料計算結果十分吻合；頭二爐鐵水溫度偏低反映出未放殘鐵高爐開爐的特點（也再次體現了爐缸埋設氧槍盡早將熱量匯聚爐缸的必要性），也是開爐成功的關鍵之一。隨著爐內冷渣鐵的排出及后續爐料出爐，鐵水溫度迅速升至1 500℃以上。這表明，精準的配料計算，實現了出爐渣鐵高硅低堿度，保證了開爐初期爐缸熱量的快速提升積累的同時保持較好的渣鐵流動性[7]，為高爐爐況快速恢復和加快開爐進程打下了堅實的基礎。

表6 開爐渣、鐵情況Tab.6 Slag and iron situation during blow-in

本次開爐，曾出現了較為嚴重的高爐憋風情況，具體為：隨著鐵水溫度的逐步回升，在23日3:38時西鐵口出鐵即將結束時出現跑大流情況，雖然及時封堵鐵口，但還是造成了鐵溝、渣溝堵塞，爐前工作量增加，無法快速使用較為活躍的西鐵口繼續出鐵（期間打開東鐵口，鐵水粘稠、流動性差，渣鐵排出少）。在爐溫、堿度和鐵水溫度處于回升的情況下，西鐵口跑大流，東鐵口出渣鐵不暢，這直接導致了ω（[Si]）升至2.82%（鐵水物理熱1 552℃）、爐渣二元堿度升至1.26倍（表7）。并且，由于高爐近1個小時未出鐵，高爐憋風被迫不斷減風，入爐風量從2 560 m3/min減至1 983 m3/min，直至4:42時高爐西鐵口具備出鐵條件再次正常出鐵后才逐步恢復風量。一定程度上對開爐冶煉行程控制造成影響。

表7 出鐵情況Tab.7 Tapping situation

未放殘鐵、全焦填充的高爐開爐在爐缸的活躍性、工作均勻性方面與新建高爐、枕木填充開爐相比存在較大差距，操作難度大為增加，這也對爐外組織工作提出了更高的要求，須給予足夠重視，提高爐外操作的操作精度和預判性，從而為爐內實施精準操控提供支撐。

隨著爐內冷渣鐵的排盡、鐵水溫度的回升，高爐加快了進風風口、入爐風量、負荷及煤氧的調整[8]：①加快開風口進度。22日夜班出鐵正常后，13:18時沿鐵口方向對角線打開2個風口（20#、3#），入爐風量加至1 400 m3/min；14:50時繼續沿鐵口兩側對角線增開2個風口（4#、19#），入爐風量增加至1 700 m3/min；16:20時打開9#、14#風口，風量加至2 000 m3/min；18:20時打開8#、15#風口，風量加至2 300 m3/min。即，高爐在5個小時內增開了8個風口，送風風口占比提高至72.73%，風量增加了近1倍，調整十分迅速，高爐量壓關系匹配、適宜，風速始終保持在（210～220） m/s范圍（圖3）。至23:16時高爐打開5#風口后，送風風口已達20個（入爐風量2 550 m3/min），24日夜班全風口后入爐風量達到正常水平。②負荷調整，冶煉強度控制。22日13:06時第一次正常出鐵后，即開始按照ω（[Si]）—鐵水物理熱—負荷對應關系對爐溫進行預判及時調劑，特別是，在判斷爐內冷渣鐵排盡、新料反應、出鐵順暢后明顯加快節奏（高爐日常操作鐵水溫度為（1 430～1 470）℃，開始進入強化階段：至23日23:19時，高爐負荷已由22日13:48時的2.40倍增至3.30倍；分三次將礦批擴至31 t，至24日7:16時進一步擴礦批至36t，恢復至停爐前正常生產水平。強化冶煉方面：于23日15:55時開始噴煤，煤比80 kg/t控制；17:35時開始富氧3 000 m3/h，24日夜班4:00時全風口后富氧增至8 000 m3/h，富氧率3.60%，接近正常生產水平。

圖3 開爐期的高爐壓量關系Fig.3 Pressure-volume relationship of blast furnace during blow-in period

本次開爐包括了烘爐→熱負荷試車→帶風裝料（開爐配料計算） →送風制度選擇→懸料（坐料）→出鐵（爐外跑大流、爐內憋風減壓）→溫降提溫→調溫→冶煉強度控制（開風口速度、噴煤富氧）等多個環節和步驟。很大程度上，未放殘鐵、全焦填充開爐的新方式在節約大量人力物力財力的同時，也給開爐過程帶來較大的困難。本次開爐通過制定合理開爐方案和采取帶風裝料并結合預埋氧槍開爐的新方法，通過精準配料計算、過程中操作參數的精準控制以及準確把握住冶煉進程中開風口速度、強化措施等關鍵節點的控制速率與幅度[9]，克服了中大型高爐全焦開爐過程中易于懸料、憋風等特殊情況帶來的的影響。整個過程銜接緊湊有序，這為加快開爐冶煉進程、實現冶煉強化奠定堅實基礎（表8）：至24日夜班，高爐礦批、風量、富氧量等主要參數基本恢復至停爐前生產水平，全日高爐產鐵4 113.65 t，利用系數達3.02 t/（m3·d），高爐實現了快速恢復達產。