降低轉(zhuǎn)爐耐材消耗技術(shù)探討及邯鋼七號(hào)高爐爐缸爐底侵蝕預(yù)測(cè)與實(shí)況分析

降低轉(zhuǎn)爐耐材消耗技術(shù)探討摘要：結(jié)合攀鋼轉(zhuǎn)爐煉鋼工藝操作情況，分析了轉(zhuǎn)爐耐材消耗增加的主要原因，提出了降低攀鋼轉(zhuǎn)爐耐材消耗的具體措施。關(guān)鍵詞：轉(zhuǎn)爐耐材消耗爐齡0.前言煉鋼轉(zhuǎn)爐耐材消耗是衡量鋼鐵企業(yè)的一項(xiàng)重要技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)，對(duì)降低生產(chǎn)成本，提高轉(zhuǎn)爐利用率等有重要作用。2006年以來(lái)，攀鋼因冶煉高品質(zhì)鋼種的數(shù)量增加等原因，煉鋼轉(zhuǎn)爐耐材消耗較2005年相比上升0.75kg/t·鋼。通過(guò)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行跟蹤及取樣分析，并與前幾年耐材消耗情況進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)并分析了攀鋼轉(zhuǎn)爐耐材消耗增加的主要原因，并根據(jù)分析的原因提出了具體改進(jìn)措施。1.2006年轉(zhuǎn)爐耐材消耗情況影響轉(zhuǎn)爐耐材總消耗的主要有轉(zhuǎn)爐爐齡和補(bǔ)爐料。2005年與2006年各爐座爐齡情況詳見(jiàn)表1。表12005年與2006年各爐座爐齡比較爐座1#2#3#6#年平均爐齡/爐05年805275808225795206年58538999、5657810624646216與2005年相比，2006年轉(zhuǎn)爐平均爐齡有所降低，而對(duì)煉鋼轉(zhuǎn)爐爐齡影響較大的主要是1#轉(zhuǎn)爐和6#轉(zhuǎn)爐。除爐齡降低外，2006年1～9月耐材消耗增加的主要原因是噴補(bǔ)料和補(bǔ)爐料增加明顯，噸鋼噴補(bǔ)料用量較2005年同期增加幅度達(dá)112.5%，噸鋼補(bǔ)爐料增加45.75%。2.原因及分析2006年以來(lái)，攀鋼轉(zhuǎn)爐冶煉IF鋼等高品質(zhì)低碳鋼產(chǎn)量增加較多，特別是1#、2#、3#轉(zhuǎn)爐，為與板坯連鑄匹配，冶煉鋼種基本上全是碳含量＜0.10%的低碳鋼，同時(shí)為保證高品質(zhì)鋼低硫、低磷要求，一次拉碳命中率較低，導(dǎo)致轉(zhuǎn)爐終渣中TFe含量較高，堿度偏高，不利于轉(zhuǎn)爐濺渣，再加上爐體維護(hù)、砌筑、改造等多方面原因，2006年轉(zhuǎn)爐耐材消耗增加明顯。2.1轉(zhuǎn)爐終渣情況轉(zhuǎn)爐渣中CaO、SiO2、MgO、TFe（以FeO和Fe2O3形式存在）是影響爐渣理化性能的主要因素。2.1.1終渣中TFe含量TFe對(duì)爐渣熔化性溫度、粘度均有較大影響。TFe對(duì)爐渣熔化性溫度的影響是：隨（TFe）含量的升高，爐渣的熔化性溫度降低。其原因是：（TFe）含量高導(dǎo)致鐵酸鹽相的比例高[1~2]，而鐵酸鹽為低熔點(diǎn)相，所占比例高，將降低爐渣的熔化性溫度。因此，（TFe）含量過(guò)高，濺渣層的抗高溫蝕損能力下降。爐渣粘度影響吹氮濺渣效果：爐渣粘度過(guò)低，濺渣所需時(shí)間長(zhǎng)；爐渣粘度過(guò)高，濺渣效果差，濺起困難，爐渣難以濺至爐襯各個(gè)部位，因此，爐渣粘度必須控制在合適范圍。根據(jù)實(shí)驗(yàn)室實(shí)驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果，保證較好吹氮濺渣效果的合適爐渣粘度是0.5~2.0Pa.s。圖1為（TFe）含量對(duì)爐渣粘度的影響曲線。由圖1可見(jiàn)，在相同溫度下，降低（TFe）含量，爐渣的粘度升高。圖1TFe對(duì)爐渣粘度的影響目前，攀鋼轉(zhuǎn)爐終渣中TFe含量較高，見(jiàn)圖2。由圖2可見(jiàn)，目前轉(zhuǎn)爐終渣中TFe含量≥22%的比例達(dá)到了57.1%。與所要求的（TFe）≤20%相比，差距較大。造成攀鋼轉(zhuǎn)爐終渣中TFe含量較高的主要原因是轉(zhuǎn)爐終點(diǎn)碳含量較低，再加上一次拉碳命中率不高，復(fù)吹效果不好等圖2轉(zhuǎn)爐終渣中TFe含量情況原因。冶煉終點(diǎn)（TFe）與[C]的關(guān)系見(jiàn)圖3。圖3冶煉終點(diǎn)（TFe）與[C]的關(guān)系2.1.2轉(zhuǎn)爐終渣堿度爐渣堿度對(duì)硫分配比、磷分配比均有較大影響。在入爐鐵水經(jīng)過(guò)脫硫處理的條件下，爐渣堿度的控制應(yīng)該以不影響煉鋼過(guò)程的脫磷效果為前提，在此基礎(chǔ)上，將堿度控制在合理的范圍，使石灰充分熔化，以保證爐渣與爐襯有較強(qiáng)的粘結(jié)能力。由以前實(shí)踐證明：冶煉低碳鋼時(shí)，爐渣堿度在2.50~10.00范圍內(nèi)，隨堿度的提高，鋼、渣間的(P)/[P]基本不變；冶煉高中碳鋼時(shí)，在相同堿度范圍內(nèi)，隨堿度的降低，鋼、渣間的(P)/[P]有所上升。結(jié)合冶煉不同鋼種的終渣TFe含量水平，將爐渣堿度控制在3.0~4.0，既能保證煉鋼過(guò)程的脫磷效果，又能使大部分鋼種冶煉時(shí)，石灰熔化較為充分。攀鋼目前轉(zhuǎn)爐鋼渣堿度平均達(dá)到了4.52，73.8％的爐次＞4。堿度分布情況見(jiàn)圖4，較所要求的3.0~4.0范圍偏高，主要原因是SiO2含量較以前降低，同時(shí)現(xiàn)圖4轉(zhuǎn)爐終渣堿度分布情況場(chǎng)為保證高品質(zhì)鋼的煉成率，活性石灰加入量有所增加。2.1.3轉(zhuǎn)爐終渣MgO含量MgO對(duì)不同TFe含量的爐渣粘度的影響見(jiàn)圖5。由圖5可見(jiàn)，爐渣粘度隨（MgO）含量的升高而升高；（MgO）對(duì)低TFe含量爐渣粘度的影響較高TFe含量爐渣的大。圖5MgO對(duì)爐渣粘度的影響2006年以來(lái)，攀鋼轉(zhuǎn)爐終渣中MgO含量較以前有所提高，平均達(dá)到了12.18%，其分布情況見(jiàn)圖6。從以往經(jīng)驗(yàn)爐渣中MgO含量7%~8%（高中碳鋼）或10%~13%（低碳鋼）來(lái)看，目前轉(zhuǎn)爐終渣中MgO含量比較合理。根據(jù)文獻(xiàn)[2]所進(jìn)行的V2O5、TiO2對(duì)MgO飽和值的影響研究，結(jié)合爐渣堿度的控制范圍，計(jì)算出高中碳鋼終渣MgO的飽和值為7.0%~8.0%，低碳鋼終渣MgO的飽和值為8.0%~9.5%。圖62006年轉(zhuǎn)爐終渣中MgO含量分布情況2.2轉(zhuǎn)爐出鋼溫度偏高攀鋼因工序等原因，轉(zhuǎn)爐出鋼溫度較高，而今年以來(lái)，轉(zhuǎn)爐因各種原因提溫爐次較多。對(duì)2006年11月1日至11月7日生產(chǎn)的750爐鋼水提溫情況進(jìn)行了調(diào)查。要求提溫鋼水391爐(52.1%)，實(shí)際提溫234爐，實(shí)際提溫爐數(shù)占總爐數(shù)的（按出鋼溫度上限）31.2%，平均提溫14.4℃。提溫原因及比例見(jiàn)圖7。圖7轉(zhuǎn)爐出鋼提溫情況由圖7可見(jiàn)，過(guò)點(diǎn)罐是提溫的主要原因。2.3復(fù)吹爐齡低復(fù)吹可明顯降低終渣TFe含量、降低終點(diǎn)鋼水氧活度，為（TFe）含量的控制起到重要作用。攀鋼今年復(fù)吹爐齡基本在1000爐左右，較往年有所降低。2.4其它今年以來(lái)，攀鋼轉(zhuǎn)爐修爐方式改變、個(gè)別轉(zhuǎn)爐提前停爐檢修等原因?qū)δ筒南囊灿兴绊?。修爐方式的改變對(duì)爐襯壽命也存在一定影響。頂修轉(zhuǎn)爐改成側(cè)修后，采用人工運(yùn)磚進(jìn)爐，人工搬運(yùn)50~80斤的襯磚，勞動(dòng)強(qiáng)度較大，很難做到輕拿輕放，對(duì)襯磚損傷較大，容易形成內(nèi)裂紋，在熱應(yīng)力的作用下，易形成裂紋，由于要平衡熱應(yīng)力，可能導(dǎo)致多塊襯磚斷裂，當(dāng)襯磚蝕損到一定程度其大小頭差別不明顯時(shí)，在爐渣或補(bǔ)爐料等因素及外力作用下出現(xiàn)脫落，造成襯磚蝕損加快，同時(shí)，襯磚本身有內(nèi)裂紋，也會(huì)導(dǎo)致襯磚蝕損加快。3.措施及建議3.1降低低碳鋼終渣TFe含量終渣TFe含量的主要影響因素是[C]含量。自采用增碳法冶煉后，攀鋼終點(diǎn)[C]含量一般均≤0.1%，終渣TFe含量變化較大，為15%~35%，甚至更高。從多年的研究證明[3]，爐渣中TFe含量應(yīng)≤20%較適合攀鋼半鋼煉鋼及濺渣護(hù)爐。在目前條件下，主要應(yīng)采取改善入爐條件、提高一次拉碳率、合理確定廢鋼消耗量、適當(dāng)降低終點(diǎn)氧槍槍位、應(yīng)用頂?shù)讖?fù)合吹煉技術(shù)等措施，對(duì)低碳鋼終渣的TFe含量進(jìn)行控制。（1）提高一次碳、溫終點(diǎn)命中率碳、溫終點(diǎn)命中率的提高，不僅有利于終渣TFe含量的控制，而且對(duì)縮短冶煉時(shí)間起到了明顯的作用。而冶煉時(shí)間的縮短不僅為濺渣提供了時(shí)間基礎(chǔ)，也減少了高溫鋼水、高氧化性爐渣在爐內(nèi)的停留時(shí)間，從而減弱了對(duì)爐襯的侵蝕。（2）研究、應(yīng)用頂?shù)讖?fù)合吹煉技術(shù)復(fù)吹能有效降低終渣TFe含量、降低終點(diǎn)鋼水氧活度，因此應(yīng)研究并優(yōu)化復(fù)合吹煉的底部供氣模式、透氣磚的維護(hù)工藝，提高攀鋼轉(zhuǎn)爐復(fù)吹爐齡。（3）加入改質(zhì)劑對(duì)爐渣改性在轉(zhuǎn)爐出鋼前，向轉(zhuǎn)爐內(nèi)加入100～200kg含活性碳較高的改質(zhì)劑，既可防止轉(zhuǎn)爐不倒?fàn)t出鋼過(guò)程中爐口涌渣，還能有效降低轉(zhuǎn)爐內(nèi)爐渣中TFe含量，提高濺渣效果。3.2控制爐渣堿度（CaO/SiO2）首先應(yīng)加大鐵水脫硫的力度，減輕煉鋼過(guò)程的脫硫任務(wù)，為堿度的合理控制奠定基礎(chǔ)。在冶煉過(guò)程中則通過(guò)合理控制復(fù)合造渣劑、石灰、高鎂石灰等的加入量以達(dá)到合適的爐渣堿度。從多年的研究證明[3]，適合攀鋼半鋼煉鋼及濺渣護(hù)爐的爐渣堿度（CaO/SiO2）3.0~4.0比較合理。3.3加強(qiáng)濺渣在轉(zhuǎn)爐終渣成分較好的情況下加強(qiáng)濺渣，對(duì)提高轉(zhuǎn)爐爐襯壽命，降低轉(zhuǎn)爐耐材消耗有重要作用。3.4加強(qiáng)爐體維護(hù)除采用正常的濺渣工藝維護(hù)爐體外，通過(guò)搖爐掛渣、留渣加石灰、爐后倒渣、爐體預(yù)維護(hù)等措施，對(duì)前后大面進(jìn)行維護(hù)，同時(shí)對(duì)局部侵蝕較快的部位，則采用扣補(bǔ)、噴補(bǔ)等辦法維護(hù)對(duì)提高爐襯壽命也有重要作用。3.5減少轉(zhuǎn)爐提溫爐次攀鋼目前轉(zhuǎn)爐出鋼溫度已較高，在此基礎(chǔ)上再提溫對(duì)爐襯壽命影響較大，而提溫的主要原因是過(guò)點(diǎn)罐，因此應(yīng)加強(qiáng)調(diào)度，合理控制因過(guò)點(diǎn)罐提溫是以后研究的重點(diǎn)。4.結(jié)論1）目前攀鋼轉(zhuǎn)爐耐材消耗增加的主要原因是轉(zhuǎn)爐所煉高品質(zhì)低碳鋼比例增加明顯，一次拉碳命中率較低，造成終渣中TFe含量較高，從而降低了爐渣的熔化溫度和粘度，影響濺渣效果。2）轉(zhuǎn)爐提溫爐次較多、復(fù)吹效果不理想，冶煉操作有待提高也是影響耐材消耗增加的重要原因。3）針對(duì)目前情況，通過(guò)采取提高一次拉碳命中率，嚴(yán)格控制渣中TFe含量、爐渣堿度，提高轉(zhuǎn)爐復(fù)吹效果，減少轉(zhuǎn)爐不合理提溫，適當(dāng)解放轉(zhuǎn)爐任務(wù)等措施，既可降低轉(zhuǎn)爐耐材消耗，還能提高鋼水質(zhì)量，降低轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)成本。參考文獻(xiàn)[1]蘇天森.轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐技術(shù).北京：冶金工業(yè)出版社.1999.[2]攀枝花鋼鐵公司，北京科技大學(xué).爐渣性能與狀態(tài)調(diào)節(jié)技術(shù)開(kāi)發(fā)（內(nèi)部資料）.2000年5月.[3]文永才，楊素波，張大德等.半鋼煉鋼轉(zhuǎn)爐濺渣護(hù)爐鋼渣渣系的研究.鋼鐵.2003.2邯鋼七號(hào)高爐爐缸爐底侵蝕預(yù)測(cè)與實(shí)況分析【摘要】運(yùn)用一維傳熱原理對(duì)邯鋼七號(hào)高爐正常生產(chǎn)和爐役后期爐缸爐底侵蝕厚度進(jìn)行計(jì)算，預(yù)測(cè)七號(hào)高爐爐缸爐底侵蝕狀況，通過(guò)與大修停爐后殘鐵排放情況及扒爐實(shí)測(cè)炭磚剩余厚度比較，看出用傳熱法計(jì)算爐底爐缸侵蝕厚度可以達(dá)到監(jiān)測(cè)爐缸爐底侵蝕狀況及活躍狀態(tài)的目的，對(duì)指導(dǎo)操作上采取相應(yīng)措施以保證爐缸的活躍性和穩(wěn)定性具有一定的意義?！娟P(guān)鍵詞】爐缸爐底傳熱侵蝕1.概況邯鋼七號(hào)高爐有效容積2000m3，是引進(jìn)德國(guó)克虜伯公司的1700m3高爐的二手設(shè)備擴(kuò)容改造而成，高爐設(shè)有兩個(gè)鐵口夾角為90°的出鐵場(chǎng)，28個(gè)風(fēng)口，采用料車(chē)上料，并罐無(wú)料鐘爐頂，軟水密閉循環(huán)冷卻，比肖夫煤氣洗滌等技術(shù)。于2000年6月28日開(kāi)爐，爐缸爐底的結(jié)構(gòu)狀況為：爐缸側(cè)壁砌筑炭磚18層，總高4408mm；爐底砌筑5層炭磚、2層剛玉莫萊石陶瓷杯墊，其中1—4層為半石墨炭磚，厚度均為450mm，第五層為微孔炭磚，厚500mm；兩層陶瓷杯墊厚度均為400mm，爐底砌磚總厚度為3100mm。七號(hào)高爐一代爐役沒(méi)有進(jìn)行過(guò)中修，爐體冷卻壁損壞嚴(yán)重，多處漏水。計(jì)劃于2008年5月4日大修停爐，為了停爐時(shí)能出凈爐缸殘鐵，停爐前根據(jù)爐缸、爐底炭磚測(cè)量溫度，利用一維傳熱模型預(yù)測(cè)爐缸爐底侵蝕深度并指導(dǎo)確定殘鐵口的位置，并與扒爐實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，通過(guò)試算法，估算沉積渣鐵的導(dǎo)熱系數(shù)，為準(zhǔn)確預(yù)報(bào)七號(hào)高爐第2代爐齡生產(chǎn)中爐缸爐頂侵蝕狀況提供依據(jù)。2.爐底侵蝕線位置的預(yù)測(cè)計(jì)算爐底中心傳熱看成平板一維導(dǎo)熱，根據(jù)傳熱學(xué)原理其計(jì)算公式為：（1）式中：為爐底熱流強(qiáng)度，（W/m2）；為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m．℃)；為溫度差，(℃)；為爐底兩點(diǎn)間厚度(m)。陶瓷杯墊的導(dǎo)熱系數(shù)取3w/m.k，因爐缸、爐底的半石墨炭磚或微孔炭磚的導(dǎo)熱系數(shù)隨著溫度的變化而變化，且在800℃以?xún)?nèi)近似呈線性關(guān)系，可設(shè)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)室檢測(cè)25℃、300℃、600℃的數(shù)據(jù)對(duì)它們的導(dǎo)熱系數(shù)進(jìn)行線性回歸，當(dāng)導(dǎo)熱系數(shù)與溫度呈線性關(guān)系時(shí)，為了計(jì)算的精確性，熱流強(qiáng)度q則可按下式計(jì)算：（2）式中：為爐底熱流強(qiáng)度，（W/m2）；、為溫度，(℃)；為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m．℃)；為回歸系數(shù)。(1)用2005年?duì)t底測(cè)溫?cái)?shù)據(jù)計(jì)算侵蝕厚度2005年8月10日、8月25日、9月7日高爐記載數(shù)據(jù)：爐底標(biāo)高3.795m中心點(diǎn)處溫度分別為687℃、701℃、689℃，爐底標(biāo)高2.85m中心點(diǎn)溫度分別為101℃，103℃、101℃，故將以上各數(shù)據(jù)代入公式（2）可以得到這3個(gè)時(shí)期爐底中心處的熱流強(qiáng)度。將1150（3）計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1。表1爐底中心處熱流強(qiáng)度及侵蝕厚度計(jì)算結(jié)果時(shí)間3.795m處溫度（℃）2.85m處溫度（℃）熱流強(qiáng)度（w/m2）剩余厚度（m）05.8.1068710165284.6405.8.2570110367234.6005.9.768910165574.64由表1中結(jié)果可看出2005年七號(hào)高爐爐底中心處已經(jīng)侵蝕到標(biāo)高4.6m左右，即爐底中心處兩層陶瓷杯墊已經(jīng)完全侵蝕，陶瓷杯墊下部的第一層微孔炭磚已完全侵蝕，且第二層半石墨炭磚也已侵蝕了一部分。(2)根據(jù)2008年數(shù)據(jù)計(jì)算2008年4月10日熱電偶顯示爐底標(biāo)高3.795m中心點(diǎn)處溫度為429℃，爐底標(biāo)高2.85m中心點(diǎn)處溫度為76℃，同理算得此時(shí)爐底中心熱流強(qiáng)度為3289w/m2，因?yàn)椋?）式中為標(biāo)高5.198m和3.795m的差值，將數(shù)據(jù)代入可得為960.6℃，而非1150℃，比較（1）和(2)兩個(gè)時(shí)期的計(jì)算結(jié)果，08年較05年1150℃等溫線進(jìn)入爐底較淺，可以說(shuō)明爐底炭磚的熱面有渣鐵沉積物，對(duì)爐底炭磚起到一定的隔熱作用。3.停爐出殘鐵狀況2008年5月4日七號(hào)高爐降完料面大修停爐，5月5日1：00開(kāi)第一個(gè)殘鐵口，參考之前計(jì)算的侵蝕厚度把殘鐵口位置定在4.85m的高度，但在鉆到3m深度仍未見(jiàn)有殘鐵放出時(shí)，就放棄了這個(gè)位置。隨后，分別在5.2m、5.6m高度上鉆孔，均未放出殘鐵。5月5日19：00，在標(biāo)高6m處的殘鐵口位置終于放出了殘鐵，到5月6日凌晨2：00共放殘鐵約120t。4.扒爐爐缸爐底侵蝕厚度實(shí)測(cè)5月14日七號(hào)高爐扒爐已進(jìn)行到爐缸第二段冷卻壁上沿，此時(shí)深入到爐缸內(nèi)部，隨扒爐進(jìn)度對(duì)不同高度上各方位的侵蝕厚度進(jìn)行了測(cè)量，實(shí)際測(cè)得結(jié)果如下（爐缸爐底侵蝕曲線見(jiàn)圖1）：圖1爐缸爐底侵蝕曲線4.1爐缸側(cè)壁陶瓷杯還剩余300-600mm，炭磚均尚未侵蝕。4.2爐底第七層陶瓷杯墊從距冷卻壁1500mm左右處開(kāi)始侵蝕，到1800mm左右處侵蝕完畢。爐底第六層陶瓷杯墊從1800mm左右開(kāi)始侵蝕，到2200mm左右處侵蝕完畢。4.3爐底第五層炭磚從距冷卻壁2200mm左右處開(kāi)始侵蝕，到2800mm左右處侵蝕完畢。但從距冷卻壁2000mm左右以后部分，第五層和第四層炭磚間滲鐵嚴(yán)重，且第五層碳磚已經(jīng)酥、脆。4.4爐底第四層炭磚基本完好，中心處略有侵蝕。從實(shí)測(cè)爐底侵蝕曲線可以看出，七號(hào)高爐爐底侵蝕成扁平鍋底形狀，在扒爐的過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)爐底堆積著一層類(lèi)似渣鐵的沉積物，經(jīng)測(cè)量其厚度為1000mm-1400mm，對(duì)沉積物進(jìn)行取樣分析，其成分如表2。表2爐底沉積物成分分析取樣編號(hào)TFe(%)C（%）K2O（%）Na2O（%）ZnO（%）1#64.3140.360.180.0242#38.4170.20.30.0175.結(jié)果分析5.12008年計(jì)算1150℃等溫線上移分析七號(hào)高爐2005年、2006年強(qiáng)化水平較高，利用系數(shù)等指標(biāo)均進(jìn)入全國(guó)前三名，2006年以后高爐進(jìn)入爐役后期，冶煉強(qiáng)度逐漸下降，從七號(hào)高爐2000年至2008年冶煉強(qiáng)度和爐芯溫度圖上可看出，05年?duì)t芯溫度達(dá)到最高，爐缸工作狀態(tài)好，爐底侵蝕速度較快。001002003004005006007008002000年2002年2004年2006年2008年年份溫度℃1.181.21.221.241.261.281.31.32冶煉強(qiáng)度t/m3.d標(biāo)高3.795m爐芯溫度標(biāo)高2.85m爐芯溫度冶煉強(qiáng)度圖2七號(hào)高爐2000年～2008年冶煉煉強(qiáng)度與爐芯溫度趨勢(shì)2008年七號(hào)高爐冷卻壁多處漏水，有些地方冷卻壁已完全沒(méi)有了，爐皮經(jīng)常開(kāi)裂噴火星，在生產(chǎn)操作上采取了降低冶強(qiáng)的措施，2005年與2008年七號(hào)高爐生產(chǎn)技術(shù)參數(shù)對(duì)比如表3所示。因此，隨著08年七號(hào)高爐風(fēng)量的減小，冶煉強(qiáng)度降低，