高爐配加FMG 塊促降生鐵成本實踐

席 勝

（唐山中厚板材有限公司，河北 唐山 063600）

高爐爐料主要由燒結礦、球團礦和塊礦構成，各鋼鐵廠根據自身設備配套情況和所在區域資源結構情況，合理調整三者的使用比例。唐鋼中厚板材有限公司在豎爐大修期間改變原有爐料結構、降低球團礦使用量的同時，充分考慮FMG 塊性價比等因素，最終提高了燒結礦和FMG 塊入爐比例，實現了對高爐入爐結構的調整，并取得了較大的降成本效益。本文主要分析對比FMG 塊使用配比對高爐爐況及經濟效益產生的影響，因1 號高爐大修，這里主要引用2019 年2 號和3 號高爐的技術數據。

1 FMG 塊與紐混塊的各項指標數據對比

在檢驗新礦石是否可用前，必須先從其各方面的性能來分析此種礦石與原使用礦石的差距，通過差距的對比進行有針對性地調整，再通過爐況的反應綜合論證此種新礦石的可使用性。

首先將FMG 塊與紐混塊從熱爆性能、低溫還原粉化性能、軟化性能和還原性能四個方面進行分析對比，根據性能測定結果（見表1）可以看出，FMG 塊的熱爆性能較紐混塊嚴重；低溫還原粉化性能較紐混塊略差；軟化開始溫度較低，軟化性能較差，且軟化區間較寬；同時還原性能較紐混塊略差。由此可見，FMG塊入爐會引起軟熔帶加寬的同時，還會使料柱的透氣性和透液性變差。

表1 紐混塊與FMG 塊的化學性能及測定方法

其次，從化學成分上將FMG 塊與紐混塊加以對比（見表2）可以看出，FMG 塊的品位（全鐵質量分數）較紐混塊低；SiO2和Al2O3含量較紐混塊高；MgO 含量較紐混塊低；TiO2含量相同。如果直接用FMG 塊頂替紐混塊會導致入爐品位下降，渣量增大，且爐渣脫硫效果變差。

表2 紐混塊與FMG 塊的化學成分測定 %

2 配加FMG 塊前后的物料結構調整

對FMG 塊與紐混塊性能及成分進行比較后，為降低生鐵成本，開始用FMG 塊逐步替換紐混塊，從最開始的5%逐步加至14%。因FMG 塊較紐混塊的品位低、SiO2含量高，易造成高爐渣鐵比增加，引起高爐渣量增加，從而導致軟熔帶透氣性下降，在同樣的負荷下壓差有升高的趨勢。同時由于塊礦的冶金性能普遍低于燒結礦、球團礦等熟礦，所以生礦配比增加后會造成高爐操作難度加大，進而需要對各項制度進行調整，以保證高爐爐況的穩定順行。

2.1 爐料結構的轉變

因豎爐大修，球團礦量減少，同時考慮外購球團礦會極大地增加高爐生鐵成本，唐鋼中厚板材公司煉鐵部積極對入爐結構進行調整。為減少2 號高爐和3號高爐球團礦的配比，將燒結礦的堿度由1.89 降至1.82，以及將燒結礦配比由76%和78.3%加至81.7%和81.8%；球團礦配比分別由11%和8.7%（含鈦球）減至3.5%和2.8%；塊礦配比提升至15%左右，同時改變入爐塊礦的品種，由全紐混塊調整為以FMG 塊為主。入爐結構具體情況如表3 所示。

表3 入爐結構對比 %

在保證爐況順行的前提下，為使高爐各項制度的綜合調整到位，進一步降低生鐵成本，將焦炭配比由未使用FMG 塊的中潤55%+華潤30%+峰巖（搗固焦炭）15%，調整為使用FMG 塊后的中潤50%+華潤30%+峰巖（搗固焦炭）20%，利用價格較低的搗固水焦代替部分價格較高的干焦，調整后的焦炭指標如表4 所示。

表4 焦炭主要指標 %

2.2 爐料成分的變化

剛開始配加FMG 塊時，由于配加比例較小，爐況反應不大，但隨著FMG 塊配比的逐步增加，全爐壓差有上行趨勢，高爐加減風比較頻繁，通過各項制度的綜合調整，爐況逐步穩定；遂開始再次上調FMG 塊的配吃比例，但新的問題又出現，全爐壓差再次上行，有鐵前料慢、鐵后料快的現象，且高爐加減風比較頻繁，通過各項制度的調整后，爐況逐步穩定；FMG 塊配吃比例得以繼續提升，且隨爐缸溫度高點得到控制，逐步下調鈦球比例和燒結礦中鈦含量，同時下調燒結礦的堿度，最終實現塊礦以FMG 塊為主，總入爐配比接近15%。FMG 塊配加前和配至最高時的成分數據分析如表5 所示，由此可以看出，最終高爐平均入爐品位下降了0.4%，SiO2和Al2O3含量略有上升，MgO 含量也上升，TiO2含量下降。

表5 配加FMG 塊前后入爐成分

2.3 各項制度的調整

2.3.1 裝料制度和送風制度的調整

配吃FMG 塊之前，2 號和3 號高爐的料制最大角分別是34.5°和40°，隨著FMG 塊配比的增加，料柱透氣性逐步下降，尤其是FMG 塊配比加至8%左右時爐內壓差升高、中心氣流漸弱、邊緣氣流發展、壁體溫度波動較大、風口小套燒壞頻繁、爐缸側壁溫度上行，進而引起熱壓不穩、料尺行走不均、有快慢料現象，隨之引起入爐風量萎縮、焦比提高、礦批減小以及產量下降。

為抑制邊緣氣流，料制上將礦焦角同抬至37°和43°時，視邊緣氣流仍較盛，遂將邊緣的兩檔焦圈由3、3 改為3、2，此時，爐缸側壁溫度仍呈上升趨勢，鈦球比例一度上調至4%，同時上調燒結礦中的鈦含量，使鐵中w（Ti）高達0.2%，但只能減緩上升趨勢，遂決定利用休風更換小套的機會，將高點區域的風口直徑縮小、風口長度加長。更換后效果初現，所以在后期的休風中，將風口直徑和長度由高點區域調整向其兩側發展。隨著更換的風口增多，初始煤氣流向中心發展，邊緣氣流得到控制，且爐況向好發展的同時，提高入爐風量、降低焦比和擴大礦批并再次增加FMG 塊配比，待焦比降至360 kg/t、FMG 塊配至近12%時，爐內再次出現壓差升高、加減風頻繁，同時伴隨著鐵前料慢、鐵后料快現象，且此時壁體溫度整體呈現下降趨勢，為防止邊緣黏結，將礦焦角逐步退回至36°和41°，同時將邊緣兩檔焦圈改回3、3，并為保持中心氣流，將中心焦圈由4.5、4 改為5、4.5，兩道氣流才逐步匹配，爐況日漸平穩，風量和壓差也突破配吃FMG 塊前的上限，同時兩座高爐的礦批分別由未配前的51 t 和52.5 t 擴至52.5 t 和54.5 t。但由于塊礦配比較高，引起爐頂溫度不足，富氧使用量受到影響，到年底，兩座高爐的平均富氧率只能保持在2.98%和3.1%。料制調整過程數據如表6 和表7 所示。

表6 料制調整過程表

表7 風口調整過程表

2.3.2 出鐵制度的調整

2 號高爐在未配吃FMG 塊前，爐前大部分時間所采用的鉆頭直徑為Φ45 mm，偶爾因鐵未出凈時，采用Φ50 mm 的鉆頭，出鐵間隔基本保持在30 min左右，且合格率可達95%以上。由于爐缸溫度有高點，為穩定高點溫度鐵中w（Ti）可保持在0.13%左右，爐缸狀態漸受影響，尤其是開始配吃FMG 塊后，因熱壓不穩、料尺時快時慢，且加減風頻繁，為防止憋鐵而惡化爐況，將鐵間隔壓縮至25～30 min，并通過激勵機制逐步將合格率上控至95%以上；與此同時，配合爐內反應情況，上調Φ50 mm 鉆頭的使用頻度。而隨著FMG 塊配吃比例的上調，渣鐵比升高，渣量漸大，鉆頭直徑一度改為全Φ50 mm。即便如此，爐內因調整送風制度和裝料制度導致邊緣漸重，出現鐵前料慢、鐵后料快現象，為消除此現象，通過協調鐵運工段壓縮擺罐時間，將鐵間隔再次壓縮至20～25 min。后隨著高點溫度得到控制且穩步下行，將鐵中w（Ti）逐步下調，爐缸狀態逐步好轉，爐況也逐漸平穩后，將鐵間隔固定在20～25 min，鉆頭直徑隨出鐵時間可臨時調整，但大部分時間都是使用Φ50 mm 的鉆頭。2 號高爐的鐵間隔難以壓縮，與兩個出鐵場分布在一側并公用兩條鐵道有關，3 號高爐并不存在此問題，所以3號高爐的鐵間隔可以壓縮至15 min 左右，鉆頭調整與2 號高爐相同。

2.3.3 熱制度和造渣制度的調整

兩座高爐在未配吃FMG 塊前，因爐缸溫度都有高點，為高爐的長壽和安全著想，將w（Ti）控制在0.13%左右，高點溫度穩定在合適范圍內，爐溫水平在0.35%～0.4%之間，為保證生鐵質量，爐渣堿度控制在1.24～1.25 之間，整體爐況比較平穩。開始配吃FMG塊后，由于前期配比較低，爐況反應不明顯，配比從5%逐步上調10%的過程中，邊緣氣流出現變化，高點溫度上行，在調整送風制度和裝料制度的同時，為提高鈦的還原率，將爐溫上控至0.45%左右，將w（Ti）上控至0.2%以上，但也只是減緩溫度上行，不能徹底控制住高點溫度的漲勢，此時鐵水物理熱高達1 500 ℃以上，現場觀測鐵水白亮且略黏，渣鐵流動性已受到不同程度的影響。隨各項制度的綜合反應后，高點溫度得到控制并下行較快，遂立即下調鈦球比例以及燒結礦中的鈦含量，而隨著邊緣氣流受到過分抑制，出現鐵前料快、鐵后料慢現象時，視高點溫度的下降程度持續下調鈦球比例直至停配。為提高產量，將爐溫也下調了0.03%，且隨FMG 塊配比的增加，兩座高爐的渣中w（Al2O3）有不同程度的升高，但鐵中w（Mn）和渣中w（MgO）上升，都有利于爐渣的脫硫和爐缸的活躍，而且為進一步活躍爐缸，在保證生鐵合格率的前提下，將爐渣堿度下調至1.2 左右，具體數據如表8 所示。

表8 鐵水和爐渣成分

3 高爐指標和效益對比

3.1 調整前后高爐指標對比

為保證高爐產量不受太大影響，同時實現經濟冶煉，對高爐采取了一系列措施。首先，高爐在保證鐵水質量的前提下，嘗試逐步降低鐵水硅含量，逐步實施低硅冶煉；并適當調整爐渣成分，以提高其脫硫能力，最終下調爐渣堿度，促進爐缸活躍。低硅冶煉還有一個優點就是能有效降低燃料消耗，節約能源成本。其次，將兩座高爐的礦批逐步擴大，最終分別加至52.5 t和54.5 t，大礦批對穩定氣流和提高產量起到了促進作用。最后，在爐況允許的條件下提高全爐壓差，并根據爐況反應，合理匹配上下部制度，從而保證高爐穩定順行。高爐產量及部分指標如表9 所示。

表9 高爐產量及部分指標

對比高爐配加FMG 塊前后的部分指標，兩座高爐的入爐風量有不同程度的提高，但由于爐頂溫度偏低，導致富氧率有不同程度的降低，同時2 號高爐入爐品位下降0.5%，產量略有降低，3 號高爐入爐品位下降0.31%，產量略有升高。焦比方面有不同程度的上升，綜合焦比方面2 號高爐略有降低，3 號高爐略有上升。

3.2 調整前后經濟效益對比

按表3 的入爐料結構計算兩結構成本差值，針對燒結礦、球團礦和塊礦合計噸鐵成本，使用FMG 塊的結構比不使用FMG 塊低17.83 元/t，經濟效益明顯優于不使用FMG 塊的結構（見表10）。

表10 成本對比表 元/t

4 結論

1）通過合理調劑，使用FMG 塊對鐵水產量及其質量基本沒有太大影響；

2）使用FMG 塊后，鐵中Mn 含量和渣中MgO 含量上升，除了對爐缸活躍有積極的作用外，對高爐的下一步強化冶煉也起到促進作用；

3）由于爐頂溫度處于下限，導致富氧率無法提升，需要進一步通過綜合調劑實現高富氧、高煤比生產；

4）使用FMG 塊的經濟效益明顯優于紐混塊，據此實踐，可繼續引用其他低成本礦石，以進一步降低生鐵成本。