LUNWEN運用六西格瑪實現(xiàn)低風溫條件下的低硅冶煉

1、運用六西格瑪實現(xiàn)低風溫條件下的低硅冶煉【摘 要】利用六西格瑪管理方法和工具，萊鋼股份煉鐵廠2#高爐的生鐵含硅量進行了系統(tǒng)分析，找岀了影響生鐵含硅量的關鍵因子，并通過 DOE實驗找岀了最佳范圍。針對關鍵因子制定了相應的改進方案，改進后平均生鐵含硅量由0.545%降低到0.384%，生鐵含硅量合格率也得到了進一步提升?！娟P鍵詞】高爐低硅冶煉六西格瑪管理生鐵含硅量概述低硅冶煉是高爐冶煉的重要技術之一，生鐵硅含量的降低，可提高高爐生鐵產(chǎn)量，降低焦炭消耗，提高煉鋼工序生產(chǎn)節(jié)奏。近幾年來鋼鐵行業(yè)競爭激烈，原材料價格居高不下，鋼鐵成本壓力較大。2#高爐由于熱風爐結構的原因，風溫水平在1050 C左右，低硅冶

2、煉存在很大困難，針對這種情況，運用六西格瑪工具和方法開展了低風溫條件下的低硅冶煉項目攻關。國內中型高爐生鐵含硅量一般為0.30.6%，股份2#高爐2009年生鐵含硅量全年平均為0.545%，低硅冶煉降本增效空間較大。2010年13月，隨著降本增效工作的開展，生鐵中平均Si含量有了一定程度的降低，但是從期間1209爐高爐生鐵含硅量的分布圖來看，含硅量最高1.18%, 0.4%的爐次占到38.5%，生鐵含硅量仍然偏高，并且穩(wěn)定性不足，存在較大改善空間。圖1 2#爐2010年1-3月爐溫趨勢圖項目實施過程2.1定義（D）階段：根據(jù)項目背景，確立目標。生鐵含硅量的降低可以降低煉鐵工序能耗，降低生鐵成本

3、，但同時生鐵含硅量的降低會帶來爐況穩(wěn)定的難度，通過此次項目的實施，目的在于保證爐況穩(wěn)定的基礎上實現(xiàn)生鐵硅含量的降低，生鐵成本的降低。煉鋼工序作為外部顧客，要求提供硅含量0.6%的生鐵，同時要求成分穩(wěn)定，以縮短冶煉時間，提高煉鋼生產(chǎn)節(jié)奏，降低輔料消耗。同時在煉鐵工序生產(chǎn)中發(fā)現(xiàn)單方向控制含硅量均值會造成大量 80%。2.2測量系統(tǒng)分析（M階段:10個,為了保證生鐵含硅數(shù)據(jù)的可靠性，利用六西格瑪管理提供的工具軟件進行分析。抽取樣本數(shù) 由3個操作員檢測兩次，共 60個數(shù)據(jù)，對測量數(shù)據(jù)用Mini tab軟件進行分析。分析結果表明，測量系統(tǒng)的識別力是25,可以接受，說明生鐵含硅的測量系統(tǒng)是可靠的。對201

4、0年13月1209爐生鐵含硅量數(shù)據(jù)進行流程能力分析，六西格瑪水平為0.47，說明流程還存在很大的改善空間。通過流程圖、魚骨圖、C&E矩陣篩選出25個影響生鐵含硅和生鐵含硅穩(wěn)定率的潛在原因，通過C&E矩陣評分，運用柏拉圖篩選出了 11個影響度80%的因子，對11個因子進行了 FMEA（失效模式分析），確定 待改善因子，對原因清楚、可操作性強的空氣預熱器積灰、混風閥限位、焦炭水分因子進行了快速改善。2.3分析（A）階段：在分析階段，通過對因子狀態(tài)和噪聲因子進行方差分析，發(fā)現(xiàn)主控室各班操作調劑存在顯著差異，對 調劑方式進行規(guī)范，操作參數(shù)進行標準控制。消除噪聲因子后，對之后的數(shù)據(jù)進行相關/回歸分析，建

5、立回歸方程，對生鐵含硅量影響小的因子進行固化，標準化處理。2.4改進（I ）階段：實踐中探索操作控制參數(shù)合理范圍，尋找最佳控制條件。通過分析階段篩選出的與生鐵含硅量存在顯著影響因子為鐵間間隔、操作燃料比、風口前理論燃燒溫 度。通過DOE因子實驗設計，查找最佳操作控制參數(shù)范圍。在2#爐現(xiàn)行條件下，最佳操作控制范圍為：鐵間間隔3040min，操作燃料比530Kg，風口前理論燃燒溫度 20602150C。在采用最佳控制條件后，生 鐵含硅量控制取得良好效果，見圖2。改善前后高爐生鐵含硅量單值圖分析改善前改善后值 獨 單2 . 22 . 01 . 81 . 61 . 41 . 21 . 017 71 5

6、 32 2 930 538 145753360 9685UCL= 2 . 1 21X =1.660L CL= 1 . 1 98觀測值圖2改善前后生鐵含硅量單值圖2.5控制（C）階段：建立標準化控制規(guī)定，實現(xiàn)可持續(xù)性穩(wěn)定控制。為更好的鞏固項目成果，對各階段的改善措施進行固化，在考慮操作性、實施性的基礎上，將流程中 的控制對象列入計劃，建立SPC圖，形成標準化程序，移交文件，實行長期控制。項目中主要技術措施3.1高頂壓操作高頂壓可以抑制直接還原的發(fā)展，進一步抑制SiO氣體的產(chǎn)生，從而抑制硅還原反應的進行，降低鐵水含硅量。同時，高頂壓操作可以降低煤氣流速，增加煤氣在爐內的停留時間，改善煤氣流分布，提

7、高煤 氣利用率，同樣可以降低鐵水含硅量。隨著入爐風量的提升，中心氣流得到充分保證，為取得更好的煤氣利用和提高冶強，在爐頂及煤氣設 備允許的情況下，提高頂壓是穩(wěn)定氣流，抑制硅還原，降低鐵水含硅量的有效措施。2#爐的頂壓水平由150kPa逐步提高到170kPa,取得良好降硅增產(chǎn)效果。3.2造渣制度在低硅冶煉的過程中，渣相是否合理至關重要。在生產(chǎn)中較為關鍵的是堿度和鎂鋁比，低硅冶煉需要 較高堿度的保證，防止低硅高硫狀態(tài)下的爐涼事故，同時防止高硅高堿下的懸料，準確的配料成分分析尤為重要，適宜的堿度選擇主要取決于生鐵成分和爐渣流動性。在低風溫條件下，爐渣熱量在低硅條件下難以得到有效保證，容易造成低硅下虧

8、渣，造成氣流失常， 因此，低風溫條件下在鎂鋁比控制上，低硅冶煉必須要有保證渣中鎂鋁比0.65以保證爐渣必要的流動性。提高二元堿度和三元堿度，可以降低爐渣中SiO2的反應性從而抑制硅的還原。3.3風口前理論燃燒溫度管理正常情況下，一般要求理論燃燒溫度在 22002250 C,較高的風口前理論燃燒溫度有利于Si的還原,不利于低硅冶煉。高風溫有利于低焦比和使軟融帶下移，又有抑制Si還原和鐵水硅降低的作用，但低風溫條件下，只能通過高富氧使煤氣中CO分壓升高，使軟融帶下移來抑制硅還原。低風溫條件下低硅冶煉需要保持一定的煤比來活躍爐缸，降低風口前理論燃燒溫度，來保證高富氧率 從而實現(xiàn)抑制硅還原和保持爐缸熱

9、狀態(tài)穩(wěn)定的目的。3.4燃料比量化操作低硅冶煉容易造成爐涼及氣流失常等惡性事故，量化控制和標準化操作不容忽視，低硅冶煉更要重視 含硅量的穩(wěn)定性，操作人員的業(yè)務水平和標準化操作制度是保證長期低硅冶煉的必要條件，減風后的煤量 調整幅度，爐溫超限時的燃料比控制幅度，焦炭水分變化，煤粉含碳量變化燃料比調整幅度等等都應成為 量化操作的重要組成部分。應用情況及效益通過低硅冶煉項目的實施，在六西格瑪方法和工具的幫助下，找到了改善的方向和控制方法，流程得 到了進一步優(yōu)化。改善后流程西格瑪水平由0.47上升到1.03 , Ppk、Cpm Cpk比改善前顯著提高，標準差減小并且組內差和組間差接近，過程能力得到大幅提

10、高（見圖3 ）。Si的過程能力LSL 目標 USL組內整體潛在 （組內）能力基準Z值0.82規(guī)格下限Z值 1.50 規(guī)格上限Z值 1.08 Cpk0.36整體能力基準Z值0.47規(guī)格下限Z值 1.17 規(guī)格上限Z值 0.85 Ppk0.28Cpm0.250.125 0.250 0.375 0.500 0.625 0.750 0.875 1.000預期組內性能預期整體性能PM LSL67426.83PPM USL139120.78PPM USL197372.58PM合計206547.62PPM合計317650.28改善前過程數(shù)據(jù)LSL0.25目標0.35USL0.5樣本均值0.394914樣本N

11、1168標準差（組內）0.0969176標準差（整體）0.123479Si的過程能力LSL 目標 USL實測性能預期組內性能預期整體性能PPM LSL67636.99PPM LSL67426.83PPM USL150684.93PPM USL139120.78PPM USL197372.58PPM合計218321.92PPM合計206547.62PPM合計317650.28改善后Si的過程能力LSL目標USL過程數(shù)據(jù)LSL0.25目標0.35USL0.5樣本均值0.3725樣本N100標準差（組內）0.0775485標準差（整體）0.08705480.2250.3000.3750.4500.5

12、250.600實測性能預期組內性能預期整體性能PPM LSL0.00PPM LSL57092.85PPM USL100000.00PPM USL50074.51PPM USL71515.72PPM合計100000.00PPM合計107167.35PPM合計151205.72組內.整體潛在（組內）能力基準Z值0.82規(guī)格下限Z值1.50規(guī)格上限Z值1.08Cpk0.36整體能力基準Z值0.47規(guī)格下限Z值1.17規(guī)格上限Z值0.85Ppk0.28Cpm0.25一組內- 整體潛在（組內）能力基準Z值1.24規(guī)格下限Z值 1.58 規(guī)格上限Z值 1.64Cpk0.53整體能力基準Z值1.03規(guī)格下限

13、Z值 1.41 規(guī)格上限Z值 1.46Ppk0.47Cpm0.37改善后過程數(shù)據(jù)LSL目標USL樣本均值樣本N標準差（組內） 標準差（整體）0.250.350.50.37251000.07754850.0870548Si的過程能力LSL目標USL0.2250.3000.3750.4500.525.600實測性能預期組內性能預期整體性能PPM LSL0.00PPM LSL57092.85PPM USL100000.00PPM USL50074.51PPM USL71515.72PPM合計100000.00PPM合計107167.35PPM合計151205.72圖3生鐵含硅量過程能力分析前后對比通

14、過項目實施月平均含硅量由0.545受控到0.384 ,生鐵含硅量合格率由 58%上升到85%同時優(yōu)化了2010年49月，項目攻關期間節(jié)焦效益和增產(chǎn)效益共計平均爐溫爐溫合格率流程，在低風溫條件下實現(xiàn)了低硅高煤比冶煉。516.83 萬元。圖4生鐵含硅量各項目階段進展情況小結5.1爐況順行是高爐進行低硅冶煉、安全生產(chǎn)的前提條件，當順行受到威脅，要嚴格遵守“已退為進”的 操作理念。5.2低風溫不利于低硅冶煉的推進，應盡最大能力提高風溫，實現(xiàn)效益最大化。5.3高富氧、大噴吹、高風溫有利于低硅冶煉。5.4在低硅冶煉的實施過程中，渣鐵物理熱反映了爐缸的熱狀態(tài)，必須保證必要的渣鐵物理熱，以實現(xiàn)爐 況的長期穩(wěn)定

15、順行。（淺析）高爐爐缸區(qū)域灌漿（操作及效果）（第一煉鐵廠）摘要 間隙產(chǎn)生原因及類型，傳統(tǒng)灌漿材料選則及操作的缺陷，改進灌漿操作方法及實現(xiàn)灌漿消除間隙 的作用。關鍵詞 間隙分布位置灌漿材質灌漿孔位置選擇灌漿操作順序及要點高爐爐缸間隙的存在（降低）熱量傳導，磚襯內側的熱量不能及時和均勻的傳遞給冷卻壁，爐缸側壁內的1150 C等溫線向外側發(fā)展， 加快了對爐缸側壁的侵蝕速度。不能得到及時有效處理，導致高爐壽命縮短。現(xiàn)代高爐采用灌漿處理因各種原因產(chǎn)生的間隙成為通用有效方法。一、間隙種類及產(chǎn)生1、設計上固有的 兩條豎縫是產(chǎn)生氣隙的傳統(tǒng)位置。即第一類是爐殼與冷卻壁冷面之間的間隙，該縫隙傳 統(tǒng)上采用鐵屑填料填

16、充，施工上鐵屑填料密實度難以達到要求消除氣隙，在生產(chǎn)中易形成高溫煤氣串 入的通道。其影響除高溫煤氣導致插入電偶溫度的異常升高，造成對爐缸侵蝕的誤判斷外，還影響高 爐耐材的正常散熱。第二類是冷卻壁熱面與磚襯砌體之間的縫隙，這類縫隙產(chǎn)生及增大源于高爐的內 部壓力波動、爐襯與冷卻壁及爐殼的溫度變化帶來的膨脹與收縮，而二者膨脹系數(shù)差異較大，冷卻壁、 搗料、碳磚砌體因溫度變形能力差別較大，產(chǎn)生氣隙幾乎不可避免。這個氣隙的存在“隔斷” 了砌體 與冷卻壁的傳熱，是影響傳熱體系有效運行的關鍵，是打漿處理的主要目標。2、 生產(chǎn)后的高爐因諸多原因產(chǎn)生的裂隙（此類裂隙在灌漿時可按冷卻壁熱面灌漿處理）。裂隙往往因爐殼

17、鋼結構應力或外力變化產(chǎn)生，一旦產(chǎn)生，砌體強度大幅下降，影響運行安全，同時為氣體提供通道而加劇砌體強度劣化，所以必須及時灌漿封堵或提前預防。二、灌漿材質選擇1、要求灌漿料在灌漿時具有極好的流動性能及密封性能，灌注后具有低溫（冷卻壁與爐殼間）與中高溫（冷卻壁熱面與磚襯砌體間）固結性能；2、具有良好的導熱性能，非常高的常溫強度，高溫強度，體積穩(wěn)定性，超細顆粒，高碳化硅含量（冷卻 壁與爐殼間氣隙灌漿時可以適當放寬條件）導熱型泵送灌漿料。3、要求干粉料粒度小于 74um,導熱性好，揮發(fā)物質少。4、選用優(yōu)質無水低揮發(fā)結合劑，具有較強的結合性能且不能產(chǎn)生氧化性氣氛。三、灌漿部位及開孔時機選擇間隙產(chǎn)生很難避免

18、，而灌漿是填充擠壓消除氣隙的首選。鑒于此認識，筆者建議在高爐設計環(huán)節(jié)或者在爐 缸爐殼冷卻壁安裝完畢開始砌筑前針對爐缸灌漿設置預留灌漿孔。根據(jù)以往高爐侵蝕易形成象腳侵蝕的部 位，高爐縱向部位選擇在鐵口中心線水平所在冷卻壁及其上下兩段、風口區(qū)冷卻壁的豎縫上。另外，鐵口 區(qū)域附近、爐底密封板上表面在圓周方向合適位置預留灌漿孔。采用預留灌漿孔的優(yōu)勢在于：1、可規(guī)避開爐缸磚襯測溫電偶及其布線，避免生產(chǎn)后鉆孔對電偶及冷卻壁的傷害；2、在冷卻水系統(tǒng)打壓試漏階段可排除冷卻系統(tǒng)漏水造成的積水，在烘爐階段可排除爐襯溢出的水蒸氣，最大限度減少水蒸氣對碳磚的傷害；3、預留灌漿孔施工難度低于生產(chǎn)之后開孔。四、灌漿時機選

19、擇及實效選擇灌漿時間很關鍵，生產(chǎn)實踐表明開爐即灌漿的效果并不好。筆者建議，待開爐生產(chǎn)一段時間爐 殼溫度趨于穩(wěn)定后進行第一次灌漿。第一次灌漿針對冷卻壁冷面與爐殼之間的氣隙的灌漿，此時碳磚磚襯 膨脹與爐內壓力導致的爐殼變形基本穩(wěn)定，冷卻壁與爐殼之間的煤氣通道基本形成，利于灌漿料進入氣隙 進行有效填充，有利于保證灌漿效果，可在高爐定修期間利用預留灌漿孔灌漿。針對冷卻壁熱面與爐缸磚 襯之間氣隙的灌漿，選擇在爐殼與冷卻壁冷面灌漿結束，灌漿料已固化后進行（打開灌漿閥門，觀察前次 灌漿料是否固化）。確認前次灌漿料已經(jīng)固化后，利用高爐定修期間進行。方法是緊貼爐殼鋼甲割除原灌 漿管頭，鉆孔深度以穿過搗料達到砌體

20、冷面為準，然后用壓縮風將鉆孔內的耐材碎屑吹掃干凈，重新焊接 灌漿管頭上好閥門。灌漿選擇在下次定修時間進行。此時雖然鉆孔內的耐材碎屑已經(jīng)吹掃干凈，但是原有 氣隙通道由于鉆孔產(chǎn)生碎屑的堵塞，灌漿很難經(jīng)由鉆孔進入氣隙通道，漿液進不去，何談打漿效果。用灌 漿解決氣隙恢復傳熱的關鍵是將合適的灌漿料打入氣隙，才能將因氣隙隔斷的傳熱體系銜接上，使得磚襯 砌體內的熱量及時均勻的傳導給冷卻壁，達到灌漿的目的。某高爐從開爐伊始，歷經(jīng)四次灌漿，爐缸側壁 溫度，仍然居高不下。筆者認為，之所以效果不好，首先是打漿時機的問題，該高爐第一次灌漿是在砌筑完畢立即灌漿，第二次灌漿的灌漿量較大反映出第一次灌漿效果不好。其次打漿料

21、材質的問題。第三次灌 漿料粉料細度不夠，顆粒大，結果沒能灌進去，自然沒有效果，第四次的灌漿，灌漿料選擇正確，但是和 前幾次一樣，忽略了鉆孔內耐材碎屑及鉆孔操作本身對氣隙通道的堵塞的細節(jié)，依然沒能灌進漿液。也表 明前四次灌漿漿液沒能進入冷卻壁熱面與碳磚冷端之間的氣隙是灌漿未能實現(xiàn)預期目標的根本原因。經(jīng)過 認真的分析研究，第五次灌漿采取了上述鉆孔與灌漿分次進行，恢復氣隙與鉆孔之間的通道，封堵煤氣滲 漏源頭的技術方案，成功灌漿共計約2000kg，高爐恢復生產(chǎn)后不久，異常升高的各點溫度均迅速回落，高爐開始提高冶煉強度。這樣針對不同氣隙分步灌漿，技術上便于分析灌漿效果，操作上更安全，經(jīng)濟上不 同部位的氣

22、隙可采取不同的灌漿料，節(jié)省灌漿成本。同時由于先對冷卻壁與爐殼間隙灌漿固結后再對冷卻 壁熱面與爐襯砌體間隙灌漿，堵塞了鉆孔周圍與冷卻壁爐殼間隙的通路，有利于熱面灌漿時漿液直達熱面 與磚襯間氣隙，收到灌漿預期效果。五、灌漿操作改進灌漿目的是填充擠壓消除氣隙，關鍵在于能否把合適的灌漿料打進目標部位的氣隙內并充滿最終消除 氣隙。所以灌漿料滿足技術要求外操作也很重要，重要是灌漿壓力合適安全，灌漿通道暢通。筆者在觀察 歷次高爐灌漿發(fā)現(xiàn)傳統(tǒng)灌漿操作存在的問題是：1、不同部位氣隙灌漿針對性不強；2、忽視了鉆孔內的耐材碎屑及鉆孔本身對灌漿通道造成堵塞的對漿液進入氣隙的影響。1、 灌漿壓力選擇，針對不同部位采用不

23、同壓力。針對冷卻壁冷面與爐殼間的氣隙灌漿，壓力選擇0.5mpa即可。針對冷卻壁熱面與爐缸磚襯砌體間的氣隙灌漿，壓力選擇在不超過1.0mpa。在灌漿時要時刻關注爐殼、冷卻壁進出水管套管的反應，如有異常現(xiàn)象發(fā)生立即停止灌漿。2、傳統(tǒng)的打漿過程中現(xiàn)象是冒漿的孔不再灌漿，很不科學。要求即便冒漿的孔也要再次灌漿，保證灌漿 飽滿，消除氣隙。3、在高爐高度方向上，先對低部位灌漿孔灌漿一定要等到低標高的灌漿孔全部灌漿完成后才可對高標高 的灌漿孔灌漿。最后對風口區(qū)域灌漿封堵煤氣源頭。4、在高爐徑向方向上，先淺層后深層。即先對冷卻壁與爐殼間隙灌漿，后對冷卻壁熱面與磚襯砌體間隙 灌漿，避免漿液短路。5、鉆孔與灌漿分

24、次進行較好，鉆孔后對孔內耐材碎屑進行吹掃外，充分利用生產(chǎn)過程中煤氣滲漏對氣隙 與鉆孔之間通道的吹掃作用但要注意安全，為后續(xù)灌漿掃清障礙物。針對未預留灌漿孔的高爐要通過灌漿處理氣隙，筆者建議參照上述灌漿操作進行，但在爐殼鉆孔階段應注 意避免對測溫點電偶及其布線以及冷卻壁的傷害。小結1、高爐爐缸側壁爐殼與冷卻壁之間，冷卻壁熱面與磚襯砌體冷端之間產(chǎn)生氣隙很難避免。建議在設計階 段及開爐前即予以考慮。2、傳統(tǒng)灌漿在時機和操作上存在缺陷，是導致灌漿效果欠佳的重要原因。3、將灌漿操作和鉆孔操作分步有序進行，對孔道進行吹掃、恢復灌漿孔與氣隙之間的通道為漿液進入氣 隙創(chuàng)造條件。4、灌漿料的性能指標選擇也是灌漿

25、成功的重要條件。高爐高Al 2O3渣的冶煉后果及對策【摘 要】本文分析高爐由于原材料化學成份波動，Al 203上升，在燒結過程中不能去除或降低，進入高爐給強化冶煉的爐況帶來負面影響，產(chǎn)生難行懸料，嚴重時大量燒壞風口小套，為保證冶煉的正常進行，通過采取一系列措施，并適當提高爐 渣中MgO的含量，改善造渣制度，使冶煉得以順利進行。【關鍵詞】高爐三氧化二鋁強化冶煉懸料爐渣引言隨著鋼鐵市場的波動，我國鋼鐵產(chǎn)量的與日劇增，煉鐵原燃料供不應求，原料爭奪競爭激烈，導致各 大鋼鐵生產(chǎn)廠采購品質下降且存在較大的波動，而各個鋼鐵生產(chǎn)廠冶煉強度進一步提高，形成反差；為了 保證生產(chǎn)，一些生產(chǎn)廠家拓寬了原料采購渠道，放

26、寬了原料進廠標準，進廠原料品種也增加，原料中的Al 203含量較高，尤其是印度粗粉現(xiàn)貨采購量大幅度上升，湖北新冶鋼一煉鐵廠也受到市場的同樣作用，造成冶 煉過程中高爐渣 Al 203明顯上升的趨勢，有的甚至達到20%上，出現(xiàn)超高的現(xiàn)象，并威脅高爐的爐況，一煉鐵廠兩座高爐持續(xù)受到高AI2O、低MgC爐渣的影響，高爐的強化冶煉受到影響。概述隨著原材料采購的緊張，一些高AI203原料也被采購回廠，一煉鐵廠的兩座高爐爐渣中的AI20持續(xù)上升，從15%左右逐步上升到18%20%有時甚至達到20鳩上，爐渣的流動性變差，原來渣中MgO在 7.0% 8.0%左右已顯得過低，不能滿足高爐爐況的要求，高爐爐況變差，

27、時有難行現(xiàn)象發(fā)生，高爐技術經(jīng)濟指標 下降（見表1）。表1高爐主要運行情況月份利用系數(shù)（t/m3d ）濕燃料比（kg/t ）坐料次數(shù)（雙爐，次）上年平均2.613624531月3.103597862月3.178591753月3.266608214月3.19460523鑒于此，一煉鐵廠對燒結礦的堿度進行控制，在入爐料中配加一定的白云石作為熔劑來提高（MgC含量，同時提高燒結配料中的白云石粉配比以保證燒結礦MgO的含量在2.0%以上，以增加冶煉過程中爐渣（MgC含量，適當提高爐渣二元堿度，提高鐵口角度，擴大風口直徑，降低鼓風動能，此后爐況才逐步 好轉恢復正常，高爐爐渣 AhQ在18%上下運行至今。調

28、查分析隨著高AI203爐渣的產(chǎn)生，高爐造渣制度受到嚴重的影響，為弄清楚詳細情況和減少對生產(chǎn)的，對高 爐運行情況作了跟蹤和綜合分析。3.1現(xiàn)場冶煉爐渣控制情況隨著高爐的持續(xù)生產(chǎn)，高爐爐渣中AI203的化驗結果逐步上升，不但影響造渣制度的穩(wěn)定和爐況，而且AI203涉及到高爐爐缸和爐身爐墻工作情況，不得不引起重視，跟蹤情況如表2:表2高爐爐渣的主要成分變化日期SiO2CaOMgOAl 2QFeOR213月34.835.57.2817.20.541.023.2635.034.27.4619.30.7630.983.2735.034.67.3718.50.7800.993.2834.234.567.92

29、18.10.2371.013.2935.033.97.8417.70.3630.973.3034.833.67.8319.20.2900.973.3135.034.47.5220.00.5300.984.134.235.17.1120.90.2051.024.234.134.87.3618.51.1131.024.335.034.67.3119.80.3500.994.435.034.67.3319.00.4200.994.534.434.67.3920.50.3671.01從表中可以看出渣中AI2Q的上升較快，而(MgO基本保持不變，與此同時兩座高爐均出現(xiàn)不穩(wěn)定，并有懸料現(xiàn)象，兩座高爐風口小

30、套月破損曾創(chuàng)下78個的記錄，尤其 3#高爐上渣難放，流動性差，鑒于這種情況，根據(jù)爐渣的冶金性質和其它生產(chǎn)廠家的經(jīng)驗，對造渣制度進行了調整，并利用統(tǒng)計和系統(tǒng)工程的 原理對出現(xiàn)的現(xiàn)象進行了綜合分析，采取了一系列的措施來解決。3.2處理及應對措施根據(jù)生產(chǎn)情況和已有文獻，Al 203升高后爐渣堿度要求相應提高到1.10以上，同時(MgO達到910.5%1，但實際是當前的燒結 MgC下降，爐渣MgO只有7.0%，堿度1.00左右，因此采取了以下措施：控制燒結礦堿度1.51.6，改變熔劑種類，增加熔劑量，即白云石的用量來提高( MgC量；提高燒結礦中白云石粉的配比，保證燒結礦中MgC勺含量在2.0%以上；

31、逐步提高頂壓，降低爐內煤氣流速?？刂坪侠淼膰娒毫浚粡娦刑岣呙罕?，保證煤粉在進入爐內已充分燃燒，避免渣的粘度進一步升 高。適當提高鐵口角度，保證流動熔體排盡。調整堿度和優(yōu)化操作制度，以達到新的冶煉平衡狀態(tài)。通過這幾項措施的實施，渣中的MgO達到了 7.5%以上，爐渣流動性也好轉，爐況逐步穩(wěn)定、順行。3.3原因調查和分析在處理爐況的同時，也對AI2Q升高的根本進行了追朔和分析，其主要有以下幾個來源：爐墻沖刷或爐襯垮塌；原料中Al 2O3上升；燃料中AI2Q上升；針對這三個來源分別分析如下：在短期內爐墻沖刷或垮塌：a)、兩座高爐不可能同時出現(xiàn)，尤其是3#高爐于2008年1月中修后投產(chǎn)，運行不到4年

32、，開人孔檢查爐墻也完好； b)、爐墻各段溫度均無上升跡象；c)、爐頂溫度無明顯差別；d)、爐塵吹出量無明顯變化。由此判斷Al 2O3的升高并不是爐襯破損造成。原料經(jīng)分析結果，球團礦無明顯變化，主要是燒結Al 2O3含量上升，由2.1%上升到3.1%,如下表3：表3入爐礦的化學成分變化日期種類TFeFeOSQ2CaOMgOCuSAI2QR3.26燒154.6312.547.1811.551.980.050.0411.851.61球160.790.508.071.681.480.050.0142.030.214.15燒255.9113.367.3710.141.590.050.0313.301.3

33、8球260.650.828.401.661.870.060.0232.070.19燃料主要跟蹤檢驗了焦炭灰粉，分析灰份含Al 203為4.03%，尚無多大變化。經(jīng)過以上分析，可以斷定Al 203含量為燒結原料中 Al 203上升所致，因此對各原料化驗結果如下表4原料的主要化學成分原料名稱TFeSiO2CaOMgOAI2QCuS進口礦162.93.5900.602.040.080.021進口礦262.35.390.560.522.450.080.036粉礦153.811.9700.691.630.09粉礦252.712.660.890.894.540.090.452分析總結通過分析相關文獻，一煉

34、鐵2座高爐出現(xiàn) Al 203升高后，冶煉時造渣制度應適當調整；以應對爐況的變化，一般都認為：在渣中達18%A上時，適當提高爐渣中(MgO ,可以降低爐渣熔點，增加爐渣流動性。一般標準是(MgO 9.5%11%且可以參考(MgO+CaO)/(SiO2+ Al 2Q )=0.951.00 2,而根據(jù)煉鐵廠實際情況， 綜合分析和生產(chǎn)操作調節(jié)，在AQ達20%左右時，控制(MgO)在8.5%略高時也是可行的，保證了爐況穩(wěn)定，渣鐵分離尚好。結論通過幾個月的調整使用，高Al 2O3的原材料逐步消耗完畢，根據(jù)實際生產(chǎn)情況，綜合考慮雖然指標變差一些，但在穩(wěn)定住爐況后，綜合考慮成本、爐況因素，尤其在原燃料波動導致

35、(Al 2O3)達18%20対，從而爐渣CaO SiO2波動時，極易形成甲型硅灰石、a硅鈣石，從而使爐渣熔化溫度急劇升高達到1540C以上3，冶煉進程受到較大的影響，在新冶鋼原料條件下控制MgO在 8.5%以上還是可以保證高爐順行的，雖然影響高爐的技術經(jīng)濟指標，在穩(wěn)定了爐況后綜合成本還是下降了。參考文獻陳達士主編，新工藝新技術實用手冊，當代中國音響出版社，2004.11 , 133。文U 琦，論中小高爐低硅鐵冶煉，煉鐵， 2005 , Vol.24 No.1:1923。郭志剛，三安高爐高 AI2O3爐渣冶煉實踐，煉鐵，2006 , Vol.25 No.1:25 。第五段11#9#第四段|原裂紋

36、處3.1620#5.25鋼甲橫焊縫第三段II20#19#圖1 1080m3高爐爐缸爐殼開裂示意圖凌鋼1080m3高爐爐殼開裂及處理劉海彬（凌源鋼鐵集團有限責任公司煉鐵廠技術科，遼寧省，凌源市）【摘 要】本文詳細闡述了凌鋼1080mi高爐爐殼開裂及處理過程，采取“定尺切挖，整體更換，高壓灌漿”技術，快速、 徹底地解決了爐缸爐殼大面積開裂、嚴重漏煤氣的難題?！娟P鍵詞】高爐爐殼開裂定尺切挖整體更換高壓灌漿凌鋼1080m）高爐為磚壁合一、薄壁內襯結構，采用了軟水密閉循環(huán)技術。爐底、爐缸采用了大塊炭磚 加陶瓷杯結構，爐底采用了4層炭磚，從下到上分別為3層半石墨質焙燒炭磚、1層微孔炭磚；陶瓷杯底部陶瓷墊采

37、用了 2層剛玉復合磚，陶瓷杯杯壁外的爐缸大墻采用了微孔炭磚。爐底采用水冷，水冷管在密 封板下。1080m3高爐于2008年12月8日開爐，開爐一年后在北鐵口附近出現(xiàn)了爐殼開裂，煤氣大量泄漏，而且爐殼開裂及漏煤氣現(xiàn)象越來越嚴重。2011年6月13日，我們對爐殼開裂采取了 “定尺切挖，整體更換，高壓灌漿”技術，快速、徹底地解決了爐缸爐殼大面積開裂、嚴重漏煤氣的難題。爐殼開裂及前期處理過程2009年12月9 日,管工班長巡檢時發(fā)現(xiàn)在北鐵口附近的第4段第21組冷卻壁爐殼處出現(xiàn)了長約 300mm的裂縫。2009年12月26日，高爐進行計劃檢修，由某安裝公司負責對裂縫進行打坡口焊接，同時焊拉筋 處理。但運

38、行不到半個月時間，原位置又出現(xiàn)開裂。2010年3月26日及6月23日兩次高爐計劃檢修，由外委施工隊對爐皮開裂處進行打坡口補焊。但兩次補焊仍然沒有效果，均在半個月內再次開裂，而且開裂處有明顯延長趨勢，延長到1000mm左右。2010年9月19日高爐計劃檢修，由某安裝公司再次開坡口、打拉筋補焊（裂縫大的位置未開坡口， 采用二氧化碳氣體保護焊接），補焊時發(fā)現(xiàn)裂縫最寬處約25mm長約3000mm（見圖1）。由于工作量太大,造成檢修延時，共用時1881min。同時，由某施工隊進行爐缸打漿處理，打入量約400Kg。鋼甲縱焊縫1月29日，原焊縫2011年1月25日，高爐進行計劃檢修，當時未發(fā)現(xiàn)焊口開裂。高爐

39、送風生產(chǎn)后于 又一次開裂。2011年3月16日，因系統(tǒng)年修鐵水罐周轉困難，高爐進行檢修，由凌鋼下屬建安公司負責處理爐缸爐殼開裂。對第 4段第21組冷卻壁區(qū)域進行局部挖補（ 生產(chǎn)后此區(qū)域無煤氣泄漏。在挖補施工過程中，發(fā)現(xiàn)第 部寬為45mm （原設計為30mm，內部砌體碳磚間豎縫為 外移。見圖2、3、4。500mnX 700mm,并由鞍山某公司進行壓力灌漿，4段第20、21組冷卻壁間縫隙上部寬為50mm下15mm剛玉磚間豎縫為 45mm說明此處爐墻已向圖2切挖前爐殼裂紋圖3切挖后冷卻壁間隙圖4 切挖后剛玉磚豎縫2011年3月29日，10#風口大套下方第 4段冷卻壁出水、第 5段冷卻壁進水管根出現(xiàn)開

40、裂（見圖 5）, 并逐漸延伸至挖補爐殼上沿。 4月末，裂縫沿挖補鋼板右側焊縫開裂（裂縫寬度約20mm,并延伸至第 4段冷卻壁進水管根。圖5管根橫向裂紋2011年5月4日，10#風口大套密封罩冒火嚴重，上方第5段冷卻壁第7880根出水管管根間出現(xiàn)橫向裂縫。爐殼大面積開裂及有效處理過程3針對1080m高爐爐缸爐殼開裂問題，于5月11日上午，公司專門召開了專業(yè)會，并形成了有效的處理方案：采取“定尺切挖，整體更換，高壓灌漿”技術，解決爐缸爐殼大面積開裂、嚴重漏煤氣難題。經(jīng)過充足的準備工作，于 2011年6月13日高爐計劃檢修，打水降料面至爐身下部（料線約12m）,開始實施此方案：2.1定尺切挖經(jīng)現(xiàn)場觀

41、察，所有爐殼開裂均在第4、5段第20、21組冷卻壁范圍之內。因此，按照圖紙尺寸并結合現(xiàn)場爐殼變形實際情況，進行爐殼切挖。見圖6、7。#圖6第4段冷卻壁切挖后情況圖7第5段10大套左下角切挖后情況爐殼切挖分兩部分進行： 第5段第20、21組冷卻壁（10#風口大套處）為一部分（以下簡稱第一部分） 第4段第20、21組冷卻壁（10#風口大套左下方）為一部分（以下簡稱第二部分）。將此切挖區(qū)域的冷卻水管逐一斷開，并聯(lián)接臨時水管，待整體更換完成后再進行恢復。切挖過程中，在原爐殼基礎上直接切出坡口，然后，進行打磨處理。 2.2整體更換將第4段第20、21組及第5段第20、21組冷卻壁在施工廠家按圖紙要求提前

42、預制，將冷卻壁與爐殼 制成一個整體，形成兩大塊整體預制件。冷卻壁與爐殼之間不填充任何東西，整體預制件四周做好坡口， 消除應力后運到爐前現(xiàn)場。高爐休風后，由高爐工段負責將10#風口大套燒下來。然后，結合圖紙尺寸及現(xiàn)場爐殼變形的實際情況，由某建筑安裝公司負責先將第一部分爐殼進行整體切挖，同時，將與之聯(lián)接的冷卻壁水管接入臨時水 管。第一部分爐殼整體切挖下來后，檢查爐墻開裂情況，并將突出的炭磚打磨掉。然后，利用卷揚機、導 鏈等工具將整體預制件吊裝到此位置，對嚴后進行二氧化碳氣體保護焊接。焊接完成后，在所有焊縫上每 隔500mm旱接一個長300mm厚50mm的筋板。同時，對 10#風口大套保護罩重新制安

43、，并在上部、中部各 栽一根打漿管。接著，按同樣的方案對第二部分爐殼進行整體更換。2.3高壓灌漿在兩大塊整體預制件制備過程中，爐殼與冷卻壁之間沒有填充任何東西，加上生產(chǎn)過程中此區(qū)域爐殼 大面積開裂、漏煤氣，爐缸磚襯已出現(xiàn)明顯裂紋，因此，采用高壓灌漿是解決爐殼漏煤氣最有效的辦法。2.3.1漿料選擇根據(jù)高爐爐缸及風口區(qū)部位耐火材料的性能，灌漿用漿料必須具備以下基本性能：首先應具有良好的 流動性和壓入施工性能，便于壓入施工的順利進行；其次，灌漿料的耐壓強度、導熱系數(shù)等應跟灌漿部位 耐材基本相似。凌鋼 1080m3高爐爐缸耐火材料性能見表 1。表1 凌鋼1O8om高爐微孔碳磚理化性能項目單位指標體積密度

44、g/cm3 1.65顯氣孔率% 45耐堿性U導熱系數(shù)(室溫)W/ (mk) 10(600 C) W/ ( mk 14鐵水熔蝕指數(shù)% 20氧化率% 70固定碳% 70為此，爐缸部位選擇碳質無水壓漿料，風口區(qū)選擇高鋁質無水壓漿料。高爐生產(chǎn)以后，漿料經(jīng)過高溫 燒結，能夠有效消除爐缸耐材間氣隙，提高其熱導性，以確保炭磚與爐殼之間的良好接觸，形成穩(wěn)定的炭 磚前保護凝固層，提高爐缸冷卻系統(tǒng)的冷卻效果，減緩爐缸磚襯的侵蝕，同時對封堵煤氣泄漏效果非常明 顯，能夠延長高爐壽命。232 準備工作在灌漿前，必須要做好充分的準備工作。首先，根據(jù)日常爐缸側壁溫度、鐵口區(qū)域煤氣泄漏情況及本 次整體爐殼更換部位等確定灌漿部

45、位；其次，確定灌漿孔的數(shù)量及具體位置。再次，確定灌漿過程控制及 安全措施。爐殼全部更換完成后，根據(jù)日常爐缸煤氣泄漏情況及本次爐殼更換部位，在每兩塊冷卻壁之間的豎縫 上及橫縫上共開孔13個。2.3.3灌漿過程灌漿的基本步驟如下：漿料加熱一灌漿孔清孔一灌漿孔蒸汽吹掃一設備預熱一進行灌漿一記錄數(shù)據(jù)一 收尾檢查。漿料加熱：碳質無水壓漿料的溫度對漿料在灌漿軟管內的溫降與流動性至關重要。提高漿料溫度，能夠降低灌漿過程中的阻力，加熱溫度不夠，影響灌漿效果和灌漿速度。所以，碳質無水壓漿料在壓入前，必須經(jīng)過34h的加溫軟化，使其溫度保持80C，這樣，漿料才能夠有良好的流動性。灌漿孔清孔：在爐殼上開完孔后，使用專

46、用工具對灌漿孔進行由外到內清除孔道內的粘結物、雜 質，清孔深度直達磚襯。清孔前，必須穿戴好防護用品，選好站位，避開灌漿孔正面，隨時監(jiān)控煤氣濃度。 當煤氣濃度大于40ppm時，必須戴好空氣呼吸器。灌漿孔蒸汽吹掃：選好站位，避開灌漿孔正面，通過蒸汽軟管對灌漿孔進行蒸汽吹掃，對孔道進 行預熱。設備預熱：在清孔及蒸汽吹掃的同時，對灌漿設備及灌漿軟管進行灌漿前的試運轉，倒入已加熱 達到溫度要求的漿料，開啟灌漿泵，通過漿料的循環(huán)運轉，使灌漿軟管及漿料得到進一步加熱，確保漿料 的溫度達到要求。進行灌漿：首先，采用碳質無水壓漿料，對第4段第20、21組冷卻壁區(qū)域進行灌漿，當?shù)?4段與第5段橫縫處灌漿孔冒漿后，

47、停止灌漿；其次，采用高鋁質無水壓漿料，對第5段第20、21組冷卻壁區(qū)域進行灌漿，當頂部灌漿孔冒漿后，停止灌漿。灌漿時的壓入順序是由下至上，采用一層挨一層，一孔挨一孔循環(huán)壓入的方法。灌漿時，由操作人員將灌漿管與灌漿孔閥門連接好并旋緊，先打開灌漿軟管閥門，再打開灌漿孔閥門，確認無誤后，遠離灌漿孔區(qū)域。通知設備操作人員推動壓漿操縱桿穩(wěn)定前進，灌漿過程中，要重點做好以 下兩方面監(jiān)控：壓力穩(wěn)慢上升且壓力即將 6.0Mpa時，停止灌漿(最高壓力峰值曾達到了8.0Mpa),否則，壓力太高有可能會頂壞爐缸內磚襯。本次灌漿在爐缸第4段與風口第5段區(qū)域內各灌入約1500kg。灌漿中要密切監(jiān)控各灌漿孔、鐵口周圍及風

48、口區(qū)域，如發(fā)現(xiàn)有漿料溢出或噴出應立即停止灌漿。記錄數(shù)據(jù)：在灌漿過程中，對每個孔灌入漿料的數(shù)量、壓力值及其變化、灌漿時間、灌漿孔編號 等都要記錄在案，以便為下一次灌漿提供依據(jù)。收尾檢查：灌漿結束后，檢查灌漿區(qū)域內每一個灌漿孔的閥門，確保全部關嚴；對現(xiàn)場記錄的數(shù) 據(jù)進行整理、備案；總結本次灌漿過程中的優(yōu)點和缺點，優(yōu)點保留，缺點改進；對灌漿現(xiàn)場進行清理，但要保證現(xiàn)場設備、設施能夠隨時具備打漿條件。爐殼開裂處理效果由于本次爐缸開裂處理方案得當，高爐總共休風110小時。高爐送風后不到兩天爐況就恢復了正常水平。高爐正常生產(chǎn)后，通過現(xiàn)場觀察及用煤氣火點燃試驗，除第4段第21組冷卻壁頂部橫縫處約有 400mm

49、長微漏煤氣外，其他區(qū)域已完全封堵嚴密。此區(qū)域爐缸水溫差、爐皮溫度已呈明顯下降趨勢。見圖8、9。叫貝 H if Mp-呻 nN-MfrMWr 駕 E Iij. i口圖8第4段第20組爐殼溫度曲線圖9第20組1-4層水溫差曲線注：6月13日4:50至6月17日19:00計劃檢修，6月27日在線打漿。針對第4段第21組冷卻壁頂部橫縫微漏煤氣現(xiàn)象，于6月27日，在保證安全的前提下，對其附近灌漿孔進行了清孔、二次在線灌漿，灌漿量約450kg。目前，此區(qū)域已完全被封堵嚴密，通過這兩次的有效處理，徹底解決了爐殼大面積開裂、煤氣嚴重泄 漏的難題。結語采取“定尺切挖，整體更換，高壓灌漿”技術，能夠快速、徹底地解

50、決爐缸爐殼大面積開裂、嚴 重漏煤氣的難題，對延長高爐壽命起到了積極作用。針對爐缸爐殼開裂，實施整體更換以后，爐皮溫度、水溫差、熱流強度等控制參數(shù)均有所下降， 有利于高爐長壽。本次爐缸爐殼灌漿壓力基本在4.06.0Mpa，最高峰值曾達到了 8.0Mpa以上，從目前高爐生產(chǎn)狀況看，安全上沒有問題。二次灌漿是在高爐正常生產(chǎn)情況下進行的，說明高爐爐殼在線灌漿是可行的，可以將爐殼在線灌 漿技術納入標化化作業(yè)范疇。本次爐缸爐殼整體更換面積為4塊冷卻壁大小，高爐打水降料面至爐身下部(料線約12m)，在更換過程中沒有發(fā)生問題。如果整體更換面積不超過4塊冷卻壁，可考慮不進行打水降料面高爐的操作爐型的維護何友國

51、聶寶珠 解永剛 孟建國(唐山鋼鐵股份有限公司)【摘 要】對唐鋼1#高爐的操作爐型維護進行了經(jīng)驗總結。分析了操作爐型失常的原因，通過調節(jié)上下部制度、加強原燃 料管理、精心操作，維護了合理的操作爐型，使生產(chǎn)指標進一步得到了提高?！娟P鍵詞】操作爐型上下部制度原燃料概述唐鋼1#高爐于2005年將原有的1260M高爐進行擴容大修為2000m?，在當年2月28日投產(chǎn)。采用并列料罐、 無料鐘爐頂、軟水密閉循環(huán)冷卻、銅冷卻壁、薄爐襯、風口成像、爐頂紅外線成像儀等新技術。爐腰和爐 身下部(6、7段)采用銅冷卻壁，在爐腹、爐腰、爐身分別裝有測溫熱電偶，每層4根，用以監(jiān)測爐襯溫度。投產(chǎn)后一段時間，為了提高冶煉強度，

52、降低綜合焦比和生產(chǎn)成本。在2006年下半年對部分制度進行了調整， 但效果并不是很理想，爐腰和爐身下部經(jīng)常結厚，操作爐型改變，料尺偏行，造成多次爐況失常，損失重 大。為避免爐墻粘結，于 2008年年修之后對下部送風制度和上部裝料制度重新進行了調整，通過控制適宜 的邊緣煤氣流，并重點對爐腹、爐腰、爐身的爐襯溫度進行監(jiān)控，將其穩(wěn)定在合理的范圍內，從而使高爐 操作爐型穩(wěn)定在與冶煉條件相適應的合理范圍內，避免了爐墻結厚以及由此引起的爐況失常事故，取得了 很好的經(jīng)濟效益。唐鋼1#高爐操作爐型失常的原因分析及處理方法高爐煉鐵必須要維護合理操作爐型。在高爐強化冶煉時更應注意穩(wěn)定高爐冶煉進程，穩(wěn)中求進，才能 取得良好的技術經(jīng)濟效益。真正達到優(yōu)質、高產(chǎn)、低耗、長壽的目標。唐鋼1#高爐為了達到此目的，針對操作爐型失常的原因進行了分析，并對應進行了調整。具體分析見以下幾點： 2.1下部送風制度和上部裝料制度唐鋼1#高爐在2007年7月以前，料制上想通過抑制邊緣氣流，改善煤氣利用率，降低綜合焦比。但是邊 緣氣流偏弱后，在爐溫波動較大時，尤其低爐溫時(Si 1.0 C),冷卻壁22米溫度也大幅下行。此時已接近粘接的邊緣，如果不及時處理，就可能繼續(xù)惡化造成 爐墻結厚。因此就向上控制焦比，做爐溫。當爐溫上來時，渣