肖成波，曾仁福，江 忠

( 酒泉鋼鐵( 集團) 有限責任公司，甘肅 嘉峪關 735100)

摘 要: 對酒鋼 3#高爐爐缸冷卻壁破損處理及爐況恢復工作進行了總結，重點對爐缸冷卻壁破損事故前爐況運行情況、事故處理過程、爐況參數(shù)恢復進程等方面進行了研究分析，為高爐爐缸事故處置積累了寶貴的經(jīng)驗。

關鍵詞: 高爐; 爐缸; 冷卻壁; 破損; 恢復爐況

1  引言

酒鋼 3#高爐有效容積 450 m³ ，有 16 個風口、1 個渣口、1 個鐵口，采用自立式框架結構，開路循環(huán)工業(yè)水冷卻，串罐中心卸料式無料鐘爐頂設備，斜橋料車上料，4 座頂燃式熱風爐，布袋干法除塵。自大修投產(chǎn)以來，完善了各項生產(chǎn)管理，強化了各項操作制度，生產(chǎn)穩(wěn)定，高爐技術經(jīng)濟指標較好。受高爐設計、施工及管理等諸多原因影響，高爐鐵口區(qū)域冷卻壁水溫差長期高位運行，鐵口區(qū)域 2 段 2# 冷卻壁水管破損，高爐在未加任何休風料的情況下，休風 66．3h。復風后爐缸大涼，采取一系列措施恢復爐況，恢復過程艱難。本次對事故及爐況處理過程進行總結。

2 爐況概況

2．1 事故前爐況運行情況

事故發(fā)生前，3#高爐爐況順行狀況一般，在事故發(fā)生的 4 d 前，高爐出現(xiàn)了一次懸料事故，采取堵 5個風口措施恢復爐況，但在事故發(fā)生前為全風口生產(chǎn)，參數(shù)恢復至正常水平( 見表 1) 。事故前一天高爐各項操作參數(shù)為: ①送風制度: 風量 1 233 m³ /min、風壓 0．247 MPa、富氧率3．39%、風溫 1 201 ℃ ; ②熱制度: 生鐵含 Si 0．73%、鐵水溫度≥1 450 ℃ ; ③造渣制度: Ｒ2 1．07、Al2O3 12．38%、MgO 9．11%; ④裝料制度: 批重18．3 t、焦炭負荷 4．46 倍、料線 1．5 m、布料矩陣C ²² ₃ ³⁴ ₃ ³² ₂ ²⁹ ₃O ³⁴ ₃ ³² ₃ ³⁰ ₂。

2．2 事故發(fā)生時狀況

3 月 13 日夜班 2 段 1# 、2# 冷卻壁水溫差呈快速上升趨勢，于 8 ∶ 58 時高爐開始減風，9 ∶ 14 時緊急休風，歷時 16 min。由于事出突然，爐內(nèi)未加任何休風料，休風時爐內(nèi)大約有爐料 336 t，其中礦石約 272 t，焦炭約 64 t，爐內(nèi)全焦炭負荷4．46。休風當次鐵生鐵含 Si 0．81%、鐵水溫度 1 471 ℃，休風時已經(jīng)打開鐵口 50 min，理論鐵量基本出盡。

3 事故處理及休風期間的保溫

3．1 事故經(jīng)過及處理

3 月 13 日夜班爐缸鐵口區(qū)域 2 段 1# 、2# 冷卻壁水溫差上升至 1． 4 ℃，高爐于 8 ∶ 58 時開始減風，9 ∶ 14時休風，至休風前 2 段 1# 、2# 冷卻壁水溫差分別上升至 1．5 、1．7 ℃。休風堵鐵口后，測 2 段 2# 冷卻壁水溫差大幅度上升至 2．4 ℃，測 2 段 1# 冷卻壁水溫差未變化，連續(xù)測 2 段 2# 冷卻壁水溫差，急劇上升至6 ℃，采取該區(qū)域爐皮打水冷卻，并撤離爐臺及風口平臺作業(yè)人員，此時測 2 段 1# 冷卻壁水溫差上升至 4 ℃，2 段 1# 、2# 冷卻壁水溫差仍繼續(xù)大幅度上升，至 10 ∶ 20 時 2 段 1# 、2# 冷卻壁水溫差分別上升至 12．6 、10．1 ℃，測 2 段 2# 處爐皮 51 ℃ ( 架 4 根高壓打水管情況下) ，2 段 1# 處爐皮 37 ℃ ( 架 3 根高壓打水管情況下) ，其余各部位爐皮為 27 ～ 32 ℃，之后 2 段 1# 、2# 冷卻壁水溫差逐步呈下降趨勢。

2 段 2# 冷卻壁水溫差下降至 8 ℃開始清理鐵口泥套，檢查鐵口通道發(fā)現(xiàn)鐵口泥套下部滲水，懷疑 2 段 1# 、2# 冷卻壁存在泄漏，拆下鐵口框架查找冷卻壁漏點，14 日對 2 段 1# 、2# 冷卻壁出水安裝球閥，采用憋壓方法進行檢查，確定 2 段 2# 冷卻壁損壞，檢查 2段 1# 冷卻壁，滲水量無變化，確定 2 段 1# 冷卻壁正常。清理鐵口框架內(nèi)粘結物后發(fā)現(xiàn)，鐵口框架下部2 段 2# 冷卻壁母體燒損，冷卻水管裸露并泄漏( 如圖1) ，再次憋壓確認 2 段 1# 冷卻壁正常。3 月 14 日 20 ∶ 00 ～ 15 日 8 ∶ 40 對 2 段 2# 冷卻壁水管進行補焊修復，冷卻水管補焊修復后用高壓 水 憋壓至1．3 MPa，保壓 30 min，水管修復處無滲漏，采用剛玉澆注料對 2 段 2# 冷卻壁母體進行修復( 如圖 2) ，之后恢復鐵口框架，高爐復風。

3．2 休風期間的保溫

高爐在緊急休風后，采取了一系列保溫密封的措施，最大限度降低高爐內(nèi)熱能損失。

⑴所有風口前端清理干凈后堵有水泥，并用堵扒搗實;

⑵ 減少爐體冷卻帶走的熱量，爐 缸水壓 由0．3 MPa降至 0．14 MPa，爐腹、爐腰、爐身下部水壓由0．2 MPa 降至 0．1 MPa，爐身中上部水壓由 0．2 MPa降至 0．04 MPa;

⑶將原破損的 6 段 38# 冷卻壁水管斷水;

⑷休風 1 d 后，關閉一個放散保持另一個爐頂放散閥處于開啟狀態(tài)，以降低爐頂抽力。

由于休風時間長，采取了上述密封措施，送風時料面依然下降了 2．9 m。

4 高爐復風操作

3 月 16 日 3 ∶ 32 時復風，歷時 66．3 h，盡管對高爐進行了一系列的密封措施，但休風時間過長、負荷重，爐底平均溫度較休風前下降了 11 ℃，中心溫度下降了 14 ℃。故高爐復風的總體思路是安全、循序漸進，具體技術路線按照爐缸大涼處理。

4．1 復風風口選擇

復風風口選擇主要考慮鐵口區(qū)域冷卻壁水管破損及爐缸大涼兩個因素。

⑴鐵口區(qū)域冷卻壁水管雖然進行了補焊修復，但鐵口區(qū)域炭磚侵蝕嚴重，高爐恢復生產(chǎn)要盡可能減少鐵水對該冷卻壁區(qū)域磚襯的沖刷，故復風前將破損冷卻壁對應的 1# 風口堵上。

⑵按照爐缸大涼恢復爐況原則，要盡快的排出爐缸涼渣鐵，以活躍爐缸的工作，復風時選擇開鐵口南側 15# 、16# 兩個風口送風，其余風口全部堵上。

4．2 裝料制度選擇

復風爐料結構為: 高堿度燒結礦+哈球+盺昊達球團+塊礦，大幅度提高球體料配比至 42%，以提高入爐品位至 56%，減少大渣量對鐵口的化學侵蝕; 礦批 16．4 t，焦炭負荷 3．8 t /t，高爐送風后采取集中加凈焦方式補充熱量; 送風采取焦 4 礦 3 布料，焦礦同角，縮小礦角差至 2．5°，中心焦角度 22°，以利于復風后加風。

4．3 出鐵準備

冷卻壁水管補焊修復完成后，進行鐵口框架焊接，用澆注料重新制作鐵口泥套，主溝內(nèi)耐火料重新澆注，烘烤干后在主溝上部鋪設一層河沙和焦粉，防止渣鐵流動性差將主溝糊死; 鐵罐配兌熱罐，拆溝車在爐臺待命輔助出鐵。高爐復風后，在爐前的準備工作完畢后應立即進行出鐵，一旦有煙氣涌出和渣、鐵等排出，即表示鐵口與其上方風口連通，則按照大涼處理爐況，否則為爐缸凍結。

5 高爐恢復進程

5．1 爐況恢復原則

盡快排出涼渣鐵，確保爐料正常下降，待集中凈焦和輕負荷下達爐缸解決大涼問題后，逐步恢復高爐基本操作參數(shù)。

5．2 爐前出鐵操作

高爐復風 4 h 后，爐前準備工作完成，開始第一次出鐵，開口機鉆至設備最大行程( 2．4 m) 不見渣鐵流出，采取 O₂ 燒鐵口，水平燒進 250 mm 有煤氣火噴出，15 min 后渣鐵流出，渣鐵發(fā)紅，物理熱嚴重不足，渣鐵粘結嚴重在主溝內(nèi)幾乎不能流動，采取拆溝車和人工輔助出鐵。此次鐵口渣鐵流出，初步解除了爐缸凍結的憂慮。

后續(xù)出鐵組織原則為“爐前具備條件就開鐵口”，由于渣鐵物理熱不足，流動性極差，送風后連續(xù) 7 次打開鐵口渣鐵均未流出主溝，全部在主溝內(nèi)結死。隨著風口數(shù)逐步增多、輕負荷下達后，渣鐵物理熱改善，鐵水流動性增加。第 8 次鐵渣鐵流入渣罐，但又出現(xiàn)了生鐵含 Si 大幅度上升至3．06%，爐渣Al₂O₃上升至 17%，四元堿度上升至1．07倍情況，化學成分變化造成渣鐵流動性又呈變差趨勢，出鐵再次表現(xiàn)為渣鐵流出后主溝粘接嚴重，主溝內(nèi)粘結渣鐵無法及時清理干凈，連續(xù)出現(xiàn) 4 次未噴堵口，直到復風后的第 15 次鐵爐前出鐵才基本恢復正常，渣鐵順利流至渣鐵罐內(nèi)。爐前渣鐵的順利排放，為高爐爐況的恢復提供了外圍保證。

5．3 爐內(nèi)操作

高爐采用兩個風口送風，進行加風操作后，高爐不進風，風量為零，風壓上升至 0．09 MPa，從風口觀察前端發(fā)紅且較暗，復風后 88 min 風口前粘結物化開，風量上漲至 170 ～ 190 m³ /min，風溫維持在 750 ～800 ℃，為提高風口前理論燃燒溫度，并盡快改善爐缸運行狀態(tài)，高爐復風后 16 h 富氧，氧量850 m³ / h左右，至輕負荷下達時停氧。

高爐復風后，爐料基本靠風口區(qū)燒出空間后下料，料線長期在 2．5 ～ 4．0 m，隨著送風風口數(shù)量的增加，爐缸熱量的上升，外圍出鐵逐步順暢，至第 3 天爐內(nèi)滑尺崩料減少，料線逐步趕至正常。

爐況恢復期間，由于爐缸熱量的嚴重不足，送風風口少、風量小，爐頂布料采用了縮小布料環(huán)帶、焦打頭、縮小料批等疏導邊緣、中心兩道氣流的措施改善高爐的透氣性，并爭取盡快加風、開風口，以縮短恢復時期。恢復過程中共進行了四次縮小批重、兩次調(diào)輕負荷操作，采用了焦四礦三、焦四礦二布料矩陣，直到 4 月 5 日高爐具備富氧噴煤條件，開始富氧噴煤，標志著高爐初步恢復至正常，后續(xù)通過增加礦批、加重焦炭負荷調(diào)劑，至 4 月 12 日爐內(nèi)操作參數(shù)基本恢復至正常。裝料制度調(diào)整見表 2。

5．4 開風口進程

選擇鐵口兩側 15# 、16# 風口送風，其余風口全部堵有水炮泥。爐況恢復前期開風口的順序選擇: 從鐵口南側連開風口，先將南面風口前渣鐵化開。復風后兩個風口維持至 22 ∶ 40 時才打開 14# 風口，期間共出四次鐵，渣鐵能夠順利流出鐵口，并且已打開的風口觀察明亮、焦炭活躍，也符合開風口的基本要求。隨后連續(xù)開至 8 個風口送風后，已打開的 11# 風口破損，判斷為下部燒損，分析原因是由于高爐重負荷休風，且休風持續(xù)時間長，爐缸熱量損失太大，送風后渣鐵流動性不好，爐缸局部不活躍所致。

高爐隨即放緩了開風口進程，待爐前渣鐵能夠順利流至渣鐵罐后，高爐組織休風更換破損風口，考慮到鐵口區(qū)冷卻壁破損，此次復風前選擇將鐵口區(qū) 14# ～ 16# 風口全部堵上，使用 8# ～ 13# 風口送風，并從 7# 風口開始逆時針方向連開風口，但此方案風口開至 6# 風口后，高爐爐況穩(wěn)定性嚴重變差，風量回縮，出現(xiàn)懸料，反復三次休風堵風口恢復，仍然不能取得預期的目的。分析原因: ①高爐采取從南面連開風口，而北面 6 個風口從高爐復風開始長達 14 d 均未捅開，導致該區(qū)域爐缸長期不活躍，堵風口上方反映出爐墻溫度低，爐墻有結厚現(xiàn)象，導致爐料出現(xiàn)偏行、管道; ②考慮鐵口區(qū)域冷卻壁水管破損，采取堵鐵口區(qū)域風口恢復爐況，爐內(nèi)渣鐵不能及時、順暢的排出，兩個方面的影響導致高爐滑尺崩料頻繁，甚至懸料事故，爐況恢復異常艱難。

由此決定改變爐況恢復過程中的開風口方式，3 月 30 日高爐休風堵鐵口對面風口，將鐵口南側 16# 風口打開，1# 捅開后重新堵泥，開風口順序從鐵口北側進行，逐步打開長期封堵的風口，活躍該區(qū)域爐缸，至 4 月 5 日風口開至第 14 個，爐內(nèi)參數(shù)運行正常，爐況穩(wěn)定性較好。但鐵口深度出現(xiàn)波動，高爐休風堵鐵口上方風口，降低鐵口環(huán)流對鐵口的沖刷，穩(wěn)定鐵口工作，至 4 月 9 日，除考慮冷卻壁破損需堵鐵口上方 1# 、16# 風口生產(chǎn)外，其余風口全部打開，風口恢復至正常，爐況恢復過程中高爐休風情況見表 3。

5．5 生鐵含 Si 及爐渣 Al₂O₃變化

高爐復風后采取調(diào)輕焦炭負荷、集中加凈焦、盡快排出涼渣鐵措施恢復爐缸熱量，至 3 月 18 日生鐵含 Si 上升至 2．0%以上，鐵水溫度上升至 1 430 ℃。在后續(xù)的恢復過程中生鐵含 Si 主要表現(xiàn)為: ①隨著風口逐步打開，生鐵含 Si 呈周期性升降，每當捅開一個風口，風口前端及上部冷料被熔化，爐缸變涼，隨著新熔化的冷料穩(wěn)定下來，爐溫又上升，待捅開下一個風口，新熔化的冷料量增加，爐溫又下降，如此循環(huán)往復; ②所堵風口時間越長，捅開風口后該區(qū)域爐溫下降明顯，3 月 30 日高爐調(diào)整開風口方案后，捅開長期封堵的鐵口區(qū)域風口，冷料熔化后爐缸熱量迅速下降，生鐵含 Si 最低降至 0．12%，鐵水溫度 1 320 ℃。

高爐輕負荷下達生鐵含 Si上升后，爐渣 中Al₂O₃也呈迅速升高趨勢，3 月 18 日渣中 Al₂O₃上升至 15%以上，最高達到 20．38%，直到 24 日才降低至15%以內(nèi)，由于中 Al₂O₃升高導致渣鐵流動性差，分離困難，期間爐況表現(xiàn)為壓量關系緊張、料柱透氣性惡化，爐況恢復艱難，分析原因為: ①復風后采取全焦冶煉，并大幅度集中加凈焦恢復爐缸熱量，焦炭的灰份高達 14．0%( 焦炭灰份含 Al₂O₃為37．08%) ，導致入爐 Al₂O₃升高; ②為減少爐渣對鐵口的化學侵蝕，高爐入爐品位由 52．7%提高至 55．91%，理論渣由 520 kg /t 降低至 467 kg /t，在入爐 Al₂O₃量不變情況下，Al₂O₃在渣中比例上升，造成爐渣中 Al₂O₃升高，生鐵含 Si 及爐渣 Al₂O₃變化見圖 3。

6  結語

此次成功對爐缸冷卻壁水管補焊，冷卻壁母體進行修復，高爐復風后從爐前組織、送風制度選擇、裝料制度調(diào)整等方面制定恢復方案，將高爐各項操作制度恢復至正常，為今后同類事故的處理及爐況的恢復積累了經(jīng)驗。

⑴爐前組織至關重要。本次爐況恢復在克服恢復初期爐缸大涼、后期高 Si 高 Al₂O₃、鐵口區(qū)冷卻壁破損等生產(chǎn)設備難題，有序組織爐前出渣出鐵，為爐況的恢復提供了外圍保證。

⑵由于長期無計劃地休風，只有在輕負荷和附加焦下達增加爐缸能量時，爐缸運行情況才會得到根本的改善。此次復風初期加入凈焦 145 t，調(diào)輕焦炭負荷至 3．22 倍，實現(xiàn)了爐缸熱量快速恢復。

⑶送風初期使用少量風口送風( 本次使用 2個，占全部風口的 12．5%) ，既減慢了冷料融化速率，減少爐況處理過程中出現(xiàn)劇涼、甚至爐缸凍結的概率，又可降低爐前出渣出鐵壓力。

⑷本次爐況恢復過程中基本沒有風口破損( 只有 11#風口 3 月 17 日發(fā)現(xiàn)漏水，于 18 日休風更換) ，這與采取“連續(xù)”的原則捅風口、用爐溫及鐵量差判斷爐缸活躍性有關。

⑸開風口方案的制訂至關重要，要盡可能保證鐵口區(qū)域風口送風，此次高爐爐況恢復過程中，連續(xù)3 次從鐵口一側開風口，導致長期堵風口區(qū)域爐缸不活，爐內(nèi)氣流紊亂，出現(xiàn)崩料甚至懸料，耽誤了恢復的最佳時期。

⑹渣中 Al₂O₃的控制需從原燃料配料、操作制度調(diào)劑等多方面綜合考慮，此次爐況恢復過程中，由于焦炭負荷輕、渣量小，導致渣中 Al₂O₃ 異常升高，影響爐況恢復進度。