烧结矿的质量好坏，要看化学性能、物理性能和冶金性能三方面的内容。化学性能是基础，物理性能是保证，冶金性能是关键。烧结矿质量的好坏，对于高炉冶炼的主要操作指标是如何发生作用的?这也要从化学性能、物理性能和冶金性能三方面来详细分析。 烧结矿化学性能对高炉冶炼指标的影响 2016年我国几家企业烧结生产主要技术质量指标列于表1。 品位和SiO2含量对高炉冶炼主要操作指标的影响。在常态下，入炉矿品位变动1%，高炉燃料比会变动1%~1.5%，产量变动2%~2.5%。确认了炉料结构烧结矿的比例，即可计算出烧结矿品位变动1%对高炉燃料比和产量的影响。入炉矿SiO2含量变动1%，影响渣铁比30kg/t~35kg/t，100kg渣量将影响燃料和产量各3.0%~3.5%，有了烧结矿的入炉比例，乘以比例即是烧结矿SiO2含量变动对高炉主要操作指标的影响。 值得指出的是，近年来一些企业还受着“低品质矿冶炼新技术”的影响，片面追求低成本，入炉矿品位低至53%~54%，造成渣铁比接近500kg/t，燃料比高于560kg/t。这样的指标根本不是低成本和高效益，这样的结果值得企业经营者考虑。 烧结矿碱度对高炉冶炼主要操作指标的影响。碱度是烧结矿质量的基础，生产实践证明，烧结矿的最佳碱度范围是1.9~2.3。当碱度低于1.85，每降低0.1的碱度，将影响燃料比和产量各3.0%~3.5%。据了解，在实践生产中，降低碱度对高炉燃料比的影响远高于3.5%的比例。要注意的是，在近年生产中，还有一些企业的烧结矿碱度低于1.80甚至低于1.70。应该认识到碱度对烧结矿质量和高炉主要操作指标的影响，几家企业不同烧结矿碱度的高炉主要操作指标列于表2。 烧结矿的MgO和Al2O3含量对高炉冶炼主要操作指标的影响。MgO和Al2O3都是高炉炉渣的重要成分，一定量的MgO含量有利于改善炉渣的流动性，并有利于脱硫和脱碱。考虑到MgO对烧结矿质量主要是负面影响，而烧结矿提高MgO含量会明显增加烧结矿成本，当然也增加了生铁成本，故近年来不少高炉提倡低MgO/Al2O3冶炼。据不完全统计，全国已有40多座高炉将MgO/Al2O3从0.6降低到0.4的水平，在常态下，烧结矿MgO含量应控制在1.6%~1.8%，不要高于2.0%;在高炉渣Al2O3不高于17%的条件下，MgO不高于9%是合理的。正常情况下，烧结矿的Al2O3含量不高于2%。近几年，随着进口铁矿资源Al2O3含量不断升高，我国烧结矿和高炉渣的Al2O3含量都有升高的趋势，但为了降低成本去采购高Al2O3矿，实行高铝、高镁、大渣量、高燃料比的做法是不科学不合理的。它不仅与高炉炼铁的精料方针背道而驰，也达不到低成本高效益的目的。 一般情况下，炉渣的Al2O3含量保持在13%~15%的水平，高于15%后，会降低炉渣的流动性和脱硫效果。已有的实验研究发现，高炉渣的Al2O3含量不高于17%，能保持高炉的稳定和顺行。 烧结矿的FeO含量对高炉冶炼主要操作指标的影响。烧结矿的FeO含量应≤9%，适当的FeO有利于烧结矿的强度，但不是FeO含量越高烧结矿强度越好。有些企业炼铁厂厂长提出，FeO含量不得低于9.5%，甚至不得低于10.5%。从烧结矿的质量出发，FeO含量高就意味着高配碳和高温烧结，高温烧结生产不出优质烧结矿，不利于改善高炉冶炼指标。高FeO烧结矿影响烧结矿的还原性，不利于提高产量和降低燃料比，烧结矿的FeO每提高1%，会影响高炉产量和燃料比各1.0%~1.5%。 S、P、Ka2O、ZnO、Cl等有害化学成分对高炉冶炼主要指标的影响。S和P对高炉过程的影响早已进入常态化，当前炼铁工作者应重视Ka2O、ZnO、Cl对高炉炼铁过程的危害和破坏。多年来的高炉炼铁实践证明，低碱度(炉渣碱度低于1.05)能有效排碱(Ka2O、Na2O)，高顶温(炉喉温度大于550℃)能有效排ZnO。但Cl的危害和破坏往往被忽视，现在尚有几家大钢企还在对烧结矿喷洒CaCl2溶液。CaCl2进入高炉后，炉料中的Ka、Na将CaCl2的Ca置换出来，生成KCl和NaCl蒸汽，在高炉内循环富集，破坏炉料运动和焦炭质量，腐蚀和破坏风口。因此，必须对Cl元素进入高炉后的危害和破坏作用引起重视。 烧结矿物理性能 对高炉冶炼指标的影响 不同容积的高炉对烧结矿的强度和粒度都有一定的要求，烧结矿的强度不够就会产生粉末。经验数据证明，小于5mm的粉末每增加1%，燃料比会升高0.5%，产量降低0.5%~1%。 粒度是影响煤气利用率和燃料比的一个重要因素，高炉炼铁不是原料的粒度越大透气性越好，也不是粒度越小越好，总的来说应该是小而匀，中小高炉粒度以10mm~25mm为宜，大于3000m3的大高炉粒度以25mm~40mm为主。适当缩小烧结矿粒度，改善高炉上部块状带的还原性值得炼铁工作者关注。法国索里梅公司2813m3高炉，入炉烧结矿的粒度从15mm缩小到13mm，粒度5mm~10mm的比例从30%增加到34%，粒度大于25mm的比例从23%降低到17%。该高炉渣铁比为305kg/t，风温1250℃，由于缩小烧结矿的粒度，该高炉创造了燃料比439kg/t的世界纪录。 烧结矿冶金性能 对高炉冶炼指标的影响 烧结矿还原性对高炉冶炼主要操作指标的影响。烧结矿还原性取决于其矿物组成和气孔结构，还原性不好的烧结矿装入高炉后，首先会影响高炉上部块状带的煤气利用率，造成高炉内上部间接还原减少、直接还原增加，影响高炉的燃料比和产量。经验数据显示，入炉矿的直接还原变动10%，影响高炉燃料比和产量各10%。多数高碱度烧结矿的900℃还原性应≥85%，烧结矿的氧化镁和亚铁含量高均会明显降低烧结矿的还原性。 烧结矿低温还原粉化性能对高炉主要操作指标的影响。烧结矿在低温下还原产生粉化的原因主要是骸晶状赤铁矿(又称再生赤铁矿)在低温还原过程中发生晶格转变产生的极大内应力，导致烧结矿碎裂。除此之外，矿种、配碳、TiO2和Al2O3含量过高等因素也会导致烧结矿产生低温还原粉化，这是影响高炉上部块状带透气性的限制性环节。已有的生产实践数据证明，烧结矿的RDI-3.15每增加10%，影响高炉产量3%以上，燃料比升高1.5%。 烧结矿荷重还原软化性能对高炉冶炼主要操作指标的影响。烧结矿的荷重还原软化性能取决于其矿物组成和气孔结构强度。开始软化温度的高低往往是其气孔结构强度起主导作用的结果，软化终了温度往往是矿物组成起主导作用。关于荷重软化性能对高炉主要操作指标的影响，国内外仅有意大利的皮昂比诺公司在其4号高炉上做过统计，含铁原料的开始软化温度(TBS)由1285℃提高到1335℃，高炉的透气性ΔP由5.2kPa降低到4.75kPa，产量提高了16%，这可说明烧结矿的荷重还原软化性能对高炉操作指标的影响不容忽视。 烧结矿的熔滴性能对高炉主要操作指标的影响。熔融滴落性能简称熔滴性能，是烧结矿最重要的冶金性能，因为熔融滴落带的阻力损失占高炉总压损的60%，这也是近年来高炉操作由过去长期以高炉上部操作为主转变为下部操作为主，形成新的高炉操作理念的原因所在。美国学者L.A.Hass等提出，对高炉炉料来说，熔滴性能总特性值(S)≤40kPa·℃是适宜的。 为了掌握和改善烧结矿的熔滴性能，炼铁工作者认识和理解TS(开始熔融温度)、Td(开始滴落温度)和ΔPm(最大压差值)的取决条件是十分必要的。 开始熔融温度(Ts)也即压差开始陡升温度(ΔPs)取决于FeO低熔点渣的熔点。含FeO高的炉料，会较早地造成压差开始陡升。而渣相中的FeO取决于炉料被还原的程度。 开始滴落温度(Td)取决于渣相熔点和金属渗碳反应。高碱度烧结矿由于含FeO低和还原性优良，渣熔点高，滴落温度也就高。 烧结矿在高炉内熔滴带最大压差值(ΔPm)取决于渣相量和渣相黏度的高低。一般品位低、渣铁比高、Al2O3或TiO2含量高的烧结矿ΔPm值高。 对改善烧结矿质量的认识 综上所述，笔者认为，烧结矿的质量由化学性能、物理性能和冶金性能组成，它们三者之间的关系为：化学性能是基础，物理性能是保证，冶金性能是关键。烧结矿的化学性能主要考虑品位、SiO2含量、碱度和MgO、Al2O3、FeO含量，以及S、P、Ka2O、ZnO、Cl等有害化学成分的含量。含铁品位是烧结矿质量的核心，高碱度是烧结矿质量的基础，烧结矿生产追求高料层、高碱度、高还原性和低碳、低亚铁的三高两低目标。高MgO、高Al2O3、高FeO和大粒度的高温型烧结不是烧结生产的方向，低碳厚料层的低温烧结才是烧结生产的方向，优良的烧结矿质量有利于实现高炉低燃料比炼铁。优良的冶金性能是烧结矿质量的关键，炼铁工作者为改善高炉操作指标，应重视和关注烧结矿冶金性能的改善。

许满兴 自上世纪80年代以来，高碱度烧结矿一直是我国高炉炼铁的主要原料。无论从炉料组成比例、生铁成本，还是废弃物排放及环境保护来说，烧结矿生产对高炉炼铁都有着举足轻重的影响。烧结矿的质量对高炉炼铁的产量、能耗、生铁质量和高炉寿命均起着关键作用。烧结矿的质量由化学性能、物理性能和冶金性能3部分组成，它们三者间的关系是：化学性能是基础，物理性能是保证，冶金性能是关键。 化学性能是基础 烧结矿的主要化学性能包括品位、碱度和SiO2、MgO、Al2O3、FeO含量，以及S、P、Ka2O、Zn、Cl等有害元素的含量。 含铁品位对烧结矿质量的价值。含铁品位是烧结矿质量的核心，长期以来，提高烧结矿质量的一个核心问题，就是不断提高烧结矿的品位、降低烧结矿的SiO2含量。由于品位提高，渣量降低，高炉炼铁的产量提高，燃料比降低。近几年，有不少钢铁企业采用低品位、大渣量的做法，主观愿望是降低成本，实际却适得其反，造成大排放、高燃料比和低效的结果。总结历史的经验，应继续走精料之路，才能实现低成本、低燃料比和高效炼铁的目标。 碱度对烧结矿质量的价值。理论研究和多年来的生产实践证明，高碱度是烧结矿质量的基础。由于烧结矿的质量取决于其矿物组成，而烧结矿的矿物组成取决于碱度。对高炉炼铁而言，烧结矿的最佳碱度范围为1.90~2.30。在生产实践中，烧结矿的强度和粒度，烧结矿的冶金性能均与其碱度直接相关。烧结矿的质量与碱度密切相关，烧结生产必须坚持高碱度的方向。 SiO2含量对烧结矿质量的价值。SiO2是烧结矿质量的一个重要元素，在烧结生产中，SiO2是烧结生成渣相的主要组分，也是烧结生成铁酸钙黏结相的重要组分。在烧结矿生产中，SiO2含量既不能太低也不能过高，最佳含量为4.6%~5.3%，0.1~0.3的Al2O3/SiO2是形成复合铁酸钙的重要条件。当SiO2含量低于4.6%时，会因为渣相不足影响烧结矿的强度；当SiO2高于5.3%后，随硅酸盐渣相增大，将影响烧结矿的强度和冶金性能。 Al2O3含量对烧结矿质量的价值。对烧结矿的质量而言，Al2O3含量也是影响质量的一个重要因素。首先，一定的Al2O3/SiO2是烧结生成针状复合铁酸钙的重要条件，烧结矿没有Al2O3就不能生成SFCA，但含量不能太高，超过了2%，就会影响烧结矿的冷强度和RDI指数。烧结矿的Al2O3含量一般控制在1.0%~2.0%的范围内。 MgO含量对烧结矿质量的价值。MgO含量对烧结矿质量而言是一个负能量因素，它有利于改善烧结矿的低温还原粉化性能这一优势，还是建立在降低烧结矿还原性的基础上的。MgO在烧结过程中易与Fe3O4反应生成镁磁铁矿（MgO·Fe3O4），阻碍Fe3O4在烧结过程中氧化为Fe2O3，降低铁酸钙相的生成，造成成品烧结矿的冷强度和还原性降低。烧结生产之所以要配MgO，是为了满足高炉炼铁炉渣流动性、脱硫和脱碱（K2O+Na2O）的需求。 FeO含量对烧结矿质量的价值。FeO含量也是烧结矿的一个重要内容，FeO含量的高低直接影响烧结矿的强度、粒度和冶金性能，烧结矿的FeO与配碳密切相关。烧结生产应追求高强度、低FeO的目标，目前FeO含量全国平均水平为8.40%~8.50%。有些企业为了追求高强度，片面提高FeO含量，这是既不科学又不合理的做法。烧结矿的强度与FeO有关，但取决于烧结矿的矿物组成。烧结矿不同矿物组成的强度列于表1，FeO含量对烧结矿质量的影响列于表2。FeO含量高的硅酸盐矿物相的强度都比较低，烧结矿并不是FeO含量越高强度越高，兼顾烧结矿的强度和冶金性能，FeO含量应低于9%，6.5%~8.5%是最佳范围。 S、P、Ka2O、ZnO和Cl等有害元素的含量是烧结矿质量不可忽视的内容。这些有害元素要进行控制，它们的危害和限量列于表3。 物理性能是保证 强度和粒度是烧结矿的主要物理性能，除此之外，还有堆密度和孔隙度等。强度和粒度是烧结矿的重要质量指标，因为它是高炉上部透气性的限制性环节。 不同高炉容积对烧结矿的强度和粒度有不同的要求，新修订的《高炉炼铁工程设计规范》列出了不同炉容对烧结矿强度、FeO和粒度的不同要求，详见表4。 冶金性能是关键 烧结矿的冶金性能包括900℃还原性（RI）、500℃低温还原粉化性能（RDI）、荷重还原软化性能（TBS、TBE、△TB）和熔滴性能（TS、Td、△T、△Pm、S值），这些性能反映烧结矿在高炉冶炼过程中的性状。 高炉炉内含铁炉料存在的状态，可以分为块状、软化状和熔融滴落状3种。高炉上部块状带的阻力损失占高炉总压损的15%，处于炉身下部和炉腰部位的软化帶的阻力损失占总压损的25%，处于炉腹部位的熔融滴落带的阻力损失占高炉总压损的60%。因此，影响高炉顺行的主要部位是高炉下部的熔滴带。正因为如此，保持高炉长期稳定顺行的新理念是：高炉操作以控制高炉下部炉腹煤气量指数为主，辅之以高炉上部布料操作，形成大平台加小漏斗的煤气分布曲线。 900℃还原性的优劣不仅影响高炉上部煤气利用率，而且影响其软熔性能，即影响高炉下部的透气性，因此它是一项基本的冶金性能，一般碱度1.9的高碱度烧结矿，其RI值应大于85%。 500℃低温还原粉化性能是烧结矿在高炉内的低温还原强度，它是高炉上部透气性的限制性环节，高炉冶炼要求RDI+3.15≥72%。如果粉化指数低于60%，就应该在入炉前对其做喷洒处理，以往喷洒CaCl2，但Cl元素进入高炉带来的危害太大，因此，现在改喷无Cl的新型环保产品以降低RDI指数。 高炉冶炼要求烧结矿的开始软化温度（TBS）高于1050℃，低于900℃的酸性炉料不利于高炉中部软化带的透气性。烧结矿的软化性能往往与熔剂的矿物形态相关。硅酸盐的熔剂会降低TBS值，而碳酸盐的熔剂有利于提高烧结矿的TBS值。 熔滴性能是烧结矿冶金性能最重要的一项性能，因为熔滴带的透气阻力占高炉总阻力损失的60%以上，因此，应重视烧结矿熔滴性能的改善，烧结矿的熔滴性能与其品位、SiO2、Al2O3、FeO、TiO2等成分的含量相关。高品位、低渣量、低Al2O3、低FeO的烧结矿，其熔滴性能均比较好，反之则比较差。高炉炼铁要求综合炉料的S值≤40(kPa℃)。

高炉长期非计划休风是高炉生产过程中的重大生产事故，主要表现在高炉休风的非计划性和长期性。高炉长期非计划休风的炉况恢复由于技术要求高、不确定因素多、操作难度大，处理不当不但会严重影响高炉的正常恢复进程，而且极易引发铁口出铁困难、炉前跑大流、风口烧坏或爆炸、煤气系统爆炸等重特大生产事故。高炉长期非计划休风的炉况恢复是高炉生产过程中需要高度关注的技术性难题，也是关系到高炉安全和正常生产的重大问题。 安钢1号高炉（2200m3）自2016年11月到2017年7月间，因环保限产等原因，先后进行了5次休风停炉，一次是计划性休风停炉，一次是高炉降料面休风进行抢修，其余3次均为非计划性或严重超计划时间的休风情况。安钢通过总结之前高炉长期非计划休风的处理经验，并结合实际休风的具体情况，制订科学合理的高炉送风方案，使得这几次高炉长期非计划休风复风后，高炉炉况恢复较快，在较短的时间内安全顺利地达到了正常炉况状态，未发生任何安全生产事故，达到了安全、顺利、快速恢复炉况的目的。 1号高炉长期非计划休风情况 从2016年11月份到2017年7月，因环保限产原因，1号高炉休风停炉情况见下表。 表：1号高炉休风及炉况恢复情况 注：点击后可放大 2016年11月至2017年7月，1号高炉的5次休风，第1次休风是计划性休风，休风时间为5天多，时间相对较短；第4次是因环保限产原因，高炉降料面到风口，休风进行检修，主要项目是更换漏水冷却壁、进行炉体喷涂和风口带整体浇筑（炉缸未清理）等；其余3次均是较长时间的非计划休风。其中，第2次计划休风时间为7天，实际休风15天，且由于时间原因，高炉休风料未下达；第3次和第5次均属于严重超过计划休风时间的情况，当时计划休风天数为15天左右，实际休风时间分别为36天和46天。 炉况恢复过程 2016年11月至2017年7月，1号高炉经历了几次时间较长的非计划休风。在炉况恢复的过程中，安钢根据当时高炉状态，制订了科学合理的高炉休风焖炉方案和高炉复风方案，整个炉况恢复过程顺利稳定，未发生任何生产事故和安全事故，达到了安全、顺利、快速恢复的目的。 总结几次炉况恢复的过程，在高炉长期非计划休风高炉炉况恢复过程中，重点要处理好以下几个技术关键点： 高炉炉体密封 高炉非计划休风，如果预计时间较长，从高炉休风之初就要高度重视炉体的密封保温工作。炉体密封是减少休风期间高炉热量散发的有效途径之一，对高炉送风后炉况的快速恢复至关重要。 炉体密封可以分为上部、中部和下部3个部分。 下部密封：主要部位是风口区域。风口是高炉在休风期间进入空气的主要部位，空气从风口进入后，会导致炉内焦炭燃烧，造成热量损失和焦炭损耗，通过炉顶放散阀的抽力将热量抽走，因此风口区域的密闭是炉体密封的重点部位。原则上，超过72小时的休风，除了用炮泥将风口小套内填充严实外，还要将直吹管卸掉，将炮泥填充到风口小套外沿，并用黄油进行密封；超过120小时的休风，要在风口中套外沿内砌砖，并在砌砖内部填上沙子，在砌砖外部涂抹黄油进行密封，并定期对风口密封情况进行检查，出现裂纹要及时补抹黄油，防止进入空气。 上部密封：主要部位在炉顶料柱顶部区域。料柱上部进行密封，一是要减少热量散发，二是防止上部焦炭燃烧。对于较长时间的非计划休风，除了休风前最后一批料放料要放矿批外，为了保证料柱的密封性，要在料柱上放沙子或水渣进行密封。同时，在保证炉顶检修安全的前提下，炉顶放散阀要只开一个，以减小抽力，减少热量损失。 中部密封：主要在炉体部位。对炉壳开焊等地方进行及时补焊、封堵，防止进入空气加速焦炭燃烧。 冷却制度调整 对于长期休风的高炉，首先要在休风的第一时间将漏水的风口进行更换，同时将漏水的冷却壁关闭，防止往炉内大量漏水；其次要调整冷却制度以降低冷却强度，减少带走的热量。 冷却制度调整包括两个方面：一是调整水量，二是调整来水温度。水量调整要按照操作规程进行分阶段控制水量，超过10天的休风，水量要按照不超过正常水量的50%进行控制，但要防止最上层冷却壁出现断水现象。同时，高炉密闭软水系统的回水不再进行冷却，直接作为高炉来水使用，一般温度保持在50℃~60℃。这样可以缩小来水温度和冷却壁壁体温度差，减少水循环带走的热量。 复风前的准备工作 高炉长期非计划休风复风前的准备工作内容繁多，需要做大量认真细致的工作。要综合考虑工艺要求、设备调试、能源介质、生产组织、安全防护等各个方面，复风前充分、严谨、细致、科学的复风准备工作，直接决定复风后高炉炉况的恢复情况。 设备方面。高炉长期非计划休风复风前进行充分的设备试车是十分重要和必要的。一是高炉较长时间休风后，设备要进行必要的调试和试车；二是特别对于因设备故障造成高炉非计划休风的，复风前对设备修复后恢复的功能必须进行调试，必须满足高炉复风后生产的要求；三是复风前进行充分的设备调试试车，可以提高复风后高炉正常运行的设备保障力，防止在复风期间因设备故障影响高炉炉况的正常恢复，延长高炉炉况的恢复时间，甚至造成较大的设备事故和安全生产事故。设备要进行充分的单体试车和联动试车，充分暴露问题，确保高炉复风后设备的正常运转。 能源介质方面。能源介质系统必须进行专项确认。高炉各系统使用的风、电、水、氮气、氧气、压缩空气、蒸汽等介质要进行检查确认，各种能源介质要达到正常生产的参数要求标准，各岗位要对本工种各种能源介质进行确认，不能满足生产要求的要及时解决。 安全防护方面。安全防护要充分考虑高炉在复风生产过程中可能出现的问题或事故，对关键设备设施进行必要的防护或改造，以免事故发生后，因其导致事故扩大。 一是高炉复风后可能会出现铁口出铁困难，炉缸积存大量渣铁的情况。一旦铁口出来渣铁，极有可能出现炉前跑大流现象，烧坏炉前设备、铁路轨道等设备设施。而开炉初期会大喷铁口，铁口附近及对面的电缆电线都需要进行必要的防护。复风前要对炉前开口机、液压炮进行安全防护，对渣铁沟进行加高加固，防止炉前跑大流烧坏炉前设备和设施。二是炉底的设备设施要进行安全防护，防止渣铁流到炉底烧坏设备设施。三是风口区域设备进行必要防护，风口要清理干净，严禁堆放杂物，防止风口烧穿后烧坏设备。四是炉顶设备要进行必要的防护，严禁堆放易燃物品，防止顶温过高引起炉顶着火等。 工艺方面。高炉复风前工艺方面参数的确认和制订是整个准备工作的重中之重，直接关系到炉况恢复的顺利程度，主要包括以下几个内容： 第一，送风风口数量的确认。由于休风的非计划性，高炉一般是在较重的焦炭负荷下休风，或者高炉严重超过计划休风时间，高炉炉缸热量损失较大，处于亏热状态。因此，在高炉复风前要充分给予考虑，对于时间较长的非计划休风，要按照炉缸冻结或比照炉缸冻结处理。在送风风口数量上，对于多铁口高炉，一般考虑只开要出铁的铁口上方的风口，一个铁口上方开4个~6个，情况较严重的，甚至考虑每个铁口上方只开2个风口；对于暂时不出铁的铁口，上方的风口可以临时堵上。根据安钢的经验，长期非计划休风高炉复风，送风的风口一般不超过总风口的40%。 第二，铁口和风口之间贯通的确认。确认铁口和风口之间贯通是高炉炉况恢复的核心工作。只有铁口和风口之间是贯通的，才能确保不会在铁口上部形成渣铁凝结壳，送风后熔化的渣铁才能及时通过铁口出来，同时，有利于在局部建立小的活跃区，逐渐带动炉缸活跃和带动料柱松动、下料，利于高炉炉况的恢复。因此，必须有充足的时间、使用各种必要的措施，打通铁口和风口的通道。首要的是对铁口和风口之间的贯通情况进行初步判断。方法是钻开铁口通道，根据铁口前的吸附力情况进行判断。如果吸附力较大，说明铁口和风口之间的贯通情况较好，反之说明贯通情况较差。 铁口的吸附力只是对铁口和风口之间贯通情况的初步判断依据。为了确保铁口和风口之间是贯通的，对于长期非计划休风的情况，一般要在铁口通道中埋入特制的氧枪，熔化铁口泥包前的渣铁并排出，达到以下几个目的：一是埋入氧枪通入氧气，熔化炉缸内的凉渣铁并排出，在铁口通道前腾出一定的空间，在高炉复风前建立一定的空间和活跃区，有利于高炉的顺利恢复；二是通入氧气，提高铁口区域的温度，有利于高炉送风后熔化的渣铁及时达到铁口泥包前，防止因温度不足而在铁口上方凝结成渣铁壳，造成高炉出铁困难；三是通过铁口通道前端烧氧，排出凉渣铁，使铁口和风口之间的焦炭松动，确保铁口和风口更加通透，利于高炉炉况恢复；四是埋入氧枪，可以改善第一次铁的渣铁流动性，减少炉前清理工作量，为后续高炉炉况的顺利恢复赢得时间。氧枪示意图见附图。 图：氧枪示意图 关于氧枪的使用，要注意以下几个方面的问题：一是氧枪的埋入时间。埋入氧枪要比高炉复风提前至少8个小时，且在埋入通氧4个小时后，拔出氧枪一次，排出熔化的渣铁。清理后，重新埋入氧枪通氧，直至高炉送风以后仍保持氧枪的埋入。安钢1号高炉2017年2月10日在严重超计划休风36天后复风的过程中，提前送风时间20多个小时埋入氧枪，熔化排出了大量渣铁，且在高炉送风后仍埋着氧枪进行通氧，第一次铁出铁非常顺利，渣铁流动性较好，渣铁量大，效果非常明显。因此，在高炉复风前，要至少拔出氧枪一次，排放熔化的凉渣铁。二是氧枪设计要同时有氧气和压缩空气通道，这样可以防止只通氧气时氧枪容易被烧坏的问题，延长氧枪的使用寿命，同时防止烧坏铁口通道。三是在氧枪末端安装窥视孔，以便观察前端燃烧情况，防止前端熄火。四是氧枪要在复风前埋入铁口，并要为复风前拔出一次氧枪排出渣铁腾出空间，否则会使铁口和风口之间的焦炭层坍塌。可以进一步确认铁口和风口是贯通的，防止出现铁口通道“透气不透液”的情况，杜绝高炉复风后铁口喷火但出渣铁时出不来的情况。 第三，复风料的制订。长期非计划休风高炉热量损失较大，在复风料的制订上主要考虑补充热量。对于高炉因紧急情况来不及下休风料、高炉重负荷非计划休风和高炉已经下休风料、实际休风时间远超过计划休风时间的两种情况，在复风料制订上要区分考虑。 对于高炉因紧急情况来不及下休风料、高炉重负荷非计划休风时间较长的情况，要重点考虑集中加足量的焦炭。焦炭的加入方式一般采取底焦+轻负荷料，底焦的数量要考虑非计划休风时间的长短，加入体积至少要达到炉缸体积或炉缸体积+1/2炉腹体积的水平。2015年6月份，安钢2号高炉（2800m3）因设备事故重负荷非计划紧急休风11天（当时焦炭负荷4.8），高炉复风时底焦加入体积为炉缸+1/2炉腹的水平，恢复情况较好。 对于高炉已经下休风料、实际休风时间远超过计划休风时间的情况，由于料柱焦炭负荷较轻，复风料以轻负荷料为主，适当集中加入附加焦。 同时，在复风料的碱度平衡计算方面要适当降低炉渣碱度，炉渣二元碱度控制在1.10~1.15比较合适，但也不能控制得过低，过低不利于提高炉缸温度。另外，要控制好终渣中MgO、Al2O3含量，适当降低Al2O3含量，提高炉渣中的镁铝比，以改善炉渣流动性、提高炉渣温度。因此，对于大量集中加焦炭的复风料，可以考虑适当配加熔剂，以调剂炉渣成分。总之，复风料的制度要遵循“宁热勿凉、宁酸勿碱、炉渣成分合理、性能优良”的原则。 生产组织方面。高炉长期非计划休风要充分考虑到高炉复风后的生产组织难度，做好周密的应对准备工作。这主要包括：一是复风后前几次出铁，因渣铁物理热温度较低，流动性差，造成炉前工作量巨大，清理工作滞后会影响炉况恢复进程，甚至造成风口灌渣、爆炸等恶性事故；二是要严防高炉出渣铁困难时，铁口通道被烧氧气破坏变大变浅，出渣铁时出现跑大流烧坏炉前设备的事故；三是要准备充足的焦粉、河沙、氧气管等物资，保障需要时的充足供应；四是炉前要组织好大量的人员和机械力量，以最快速度做好炉前的清理工作，做好下一次出铁的准备工作，为炉况的尽快恢复争取时间；五是要准备更多的设备维修力量，在设备出现故障时尽快尽早恢复。 复风后操作 在做好充分而周密的准备工作后，高炉复风后的操作要做好以下几个方面： 出铁口的选择。2个以上铁口的大型高炉，长期非计划休风后出铁口的选择，原则上选择2个出铁口进行出铁，特殊情况下甚至只选择1个出铁口出铁。对于选择2个出铁口的情况，要有主出铁口的概念。主出铁口的选择，一是要根据现场渣铁沟的长度，选择较短的，以减轻炉前清理工作量，及时清理好渣铁沟，具备出铁条件对高炉炉况的恢复较为重要；二是要根据氧枪拔出后流出的渣铁量和渣铁流动性情况而定，渣铁流动性好、排出量较大的，作为主出铁口。当以上2个条件矛盾时，原则上依据第二条定。 富氧时机的选择。长期非计划休风高炉炉缸热量严重不足，特别是对于重负荷料非计划休风的情况，高炉复风后，根据情况要尽早进行富氧，以提高炉缸温度和改善渣铁流动性。当轻负荷料下达，铁水温度回升后，可根据风口前理论燃烧温度情况进行减量或停止。 开风口时机的选择。开风口是高炉炉况恢复进程的重要一步，高炉具备开风口条件，说明高炉炉况恢复有了进展。但开风口一定要在具备条件下进行，否则急于强行开风口会导致风口烧漏等事故的发生，拖延炉况恢复的进程。高炉开风口要遵从一定的原则和具备一定的条件：一是送风的风口要活跃，特别是临近要开的铁口的风口要活跃；二是炉温已经上行，渣铁流动性良好；三是前期要控制开风口的节奏，炉温上行后可适当加快开风口的速度。 合理风速的控制。容积不同的高炉，根据开风口数量按照正常生产时的风速控制风量。复风前期风量小，为了有利于松动料柱和炉况的恢复，按照正常风速的上限控制。炉温已经上行，硅含量达到1.5%以上时，为了缓解压量关系，可以按照正常风速的中下限控制。 炉况恢复效果 通过以上措施的实施，1号高炉在几次长期非计划休风的恢复过程中，复风后炉况恢复顺利，未出现设备及安全事故，在较短时间内炉况基本恢复到正常状态。几次炉况恢复情况见附表。 序号为2、3、5的3次非计划休风，高炉炉况恢复较为顺利，在恢复过程中，未出现设备及安全事故，炉况恢复按照制订的方案稳步推进，取得较好的效果。 总结 高炉长期非计划休风严重危害着高炉的安全正常生产，复风后的恢复过程若处理不当，可能引发各种生产安全事故。为了高炉复风恢复过程的安全、平稳、快速，要着重做好以下几个方面工作： 第一时间做好炉体密封保温工作，减少高炉热量损失是炉况快速恢复的基础。 复风前充分的设备调试，确保设备特别是受损修复设备的功能恢复和正常运转，是炉况恢复的保障。 细致、必要的安全防护措施和周密、高效的生产组织，可以预防和减少炉况恢复过程中的突发事故，是炉况恢复过程中不可或缺的重要因素。 复风前确认风口和铁口之间贯通是整改炉况恢复的核心工作，而借助氧枪和氧枪的正确使用是确保风口和铁口之间贯通的有效途径，也是高炉得以顺利恢复的重中之重。 科学合理的复风料和高炉送风相关参数的选择，是高炉复风后稳定恢复炉况的重要支撑。

近日，山西立恒集团炼铁厂开发了一项新工艺———高炉“吃”废钢降本工艺。该工艺实施后，立恒集团高炉吨铁废钢加入量已由最初的30千克增加至150千克左右，每天可增加铁水产量1500吨左右，降低吨铁焦比20千克~30千克，为企业创造了可观的效益。    焦炭价格高，而废钢便宜。企业如何降低焦炭用量，多“吃”废钢？立恒集团的做法是把轻薄料废钢加工成直径不大于10厘米的废钢粒，再利用块矿上料系统添加到高炉内，进而提高产量、降低成本。    今年初以来，随着国家化解过剩产能、打击“地条钢”、开展环保督查等一系列政策的不断深入，尽可能多地消化废钢成为众多长流程钢厂降本增效的选择。立恒集团钢铁厂负责人表示，高炉冶炼中加入废钢粒是一种切实可行的增产降耗措施。鉴于在上料系统加入过多废钢会影响高炉正常运行的问题，下一步，该厂计划对炉型进行改造，采取增加单独废钢上料系统的办法，继续增加废钢用量，实现企业效益最大化。

摘要   炉缸烧穿的危害性很大。首钢曾发生的两次炉缸烧穿实践表明，炉缸温度急剧升高，采取措施控制不住时是烧穿前征兆。应制定高炉炉缸温度的控制标准，预防炉缸烧穿就要控制住炉缸温度在安全范围，使其不要处于危险状态。近几年首钢护炉的措施主要采取了控制合理的产能、加入含钛炉料、提高水量、降低进水温度、堵风口、停风凉炉等措施。 关键词 预防炉缸烧穿  护炉措施 炉缸烧穿是炼铁生产中最严重的安全事故之一，生产中密切关注炉缸的运行状况，随时掌握炉缸各个部位的温度变化，根据变化情况及时采取相应措施，是非常重要的。 1 炉缸烧穿的危害性 1.1炉缸部位的特点 炉缸是高炉冶炼过程的开始和终结部位，在该部位存在着固、气、液相共存的一系列物理化学反应，是高炉内温度最高的区域；而炉缸部位最重要的特点是储存冶炼的全部渣铁，并从铁口排出。因而该部位的耐火材料始终受到高温、热应力的破坏；渣铁化学侵蚀、铁水冲刷与渗透；有害元素渗透侵蚀等因素的损坏，是高炉工作环境最恶劣的区域。 通过生产实践和理论研究,普遍认为渣铁环流冲刷是导致炉缸内衬侵蚀的一个重要原因。为了减轻炉缸铁水环流和象脚状侵蚀，现代高炉死铁层呈增加趋势，一般死铁层深度约为炉缸直径的20%-25%、首钢高炉约为20%（见表1），相应炉缸死铁层储存的渣铁量在增加，如首钢京唐高炉死铁层的铁水储量约有3900t。 1.2炉缸烧穿的危害性 高炉一旦发生炉缸烧穿，可产生严重的后果，归结有如下几点： （1）可能发生重大的人员安全事故。在有大量渣铁外流时，可能会烧坏冷却系统等设施，诱发重大爆炸事故。如某108m3高炉2005年2月9日在铁口下400mm处烧穿爆炸，发生死10人、伤5人安全事故。 （2）一般会终止高炉一代炉役的生产。出现炉缸烧穿，往往炉缸已受到严重侵蚀，再加上烧出时的毁坏，有时很难再维持安全生产，需进行大修。如1963年11月12日太钢1053m3高炉发生炉缸烧穿430mm*610mm不规则椭圆孔，并出现剧烈爆炸，烧坏三块冷却壁，炸坏总出水管，东过滤器震塌，热风炉操作室及休息室砖墙震裂，附近100m内建筑物门窗全部震碎，1#热风支管开裂，3#、4#支柱横梁拉筋被震弯，高炉被迫停炉大修。 （3）严重影响生产经营计划。炉缸烧穿后需较长时间处理，若临时决定大修一般要改变生产经营计划，特别是在大修准备工作不够时，会造成非常被动的生产经营局面。如2010年8月20日沙钢集团宏发炼铁厂1#（2500m3）高炉，在炉缸1-2号冷却壁界面烧穿500mm*700mm一个孔，引发大火，被迫停炉11d进行挖补后维持生产128d，期间平均高炉利用系数1.77t/m3.d。炭砖外表面温度随产量提高而升高，从70℃到400℃。大修停炉后铁口区域残砖为50--80mm、非铁口残砖为150mm厚。2011年1月10日大修后开炉。 2 炉缸烧穿前征兆 80年代首钢曾发生过两次炉缸烧穿，第一次是1986年4#高炉（1200m3）出现炉缸烧穿，其烧穿前主要征兆见图1[3]。 第二次是1989年3#高炉（1036m3）出现炉缸烧穿。其经过是11月28日7:00二层17#-2水箱水温差升高到1.0℃，决定改炼铸造铁、降低顶压、停风堵风口；9:40（17#-1）水箱水温差升高到1.2℃、18#-1水箱水温差升高到1.0℃；9:50改常压；10:00 17#-2水箱水温差升高到1.2℃，此时高炉出铁，出铁过程中17#-1、18#-1水箱水温差降到0.9℃、 17#-2降到1.1℃；11:19停风后17#-2降到0.9℃；11:35正在换风口中， 17#-2又升到1.0℃、 18#-1由0.9℃突然升到6.6℃；11：36（19#-1）升到7.6℃； 11：38（19#-1）升到8.4℃，此时组织所有人员撤离现场，不久发生炉缸烧穿。 两次烧穿实践表明，冷却壁水温差（或热流强度、热电偶温度）急剧升高，采取措施控制不住时是烧穿前征兆。当热流强度超过极限值后，就会出现这种情况，此时炉缸烧穿是难于避免的。预防炉缸烧穿就要控制住炉缸温度在安全范围，使其不要处于危险状态。 在实际生产中由于炉缸被侵蚀状况不可看见；炉缸温度检测的局限性（冷却壁水温差及热流强度表示测量面积的平均数值等)；不同砖衬材质性能参数的差别；炉缸温度升高原因的复杂性（是否有串气等）等原因，目前还没有一个统一的、准确的、限制性的控制标准。 炉缸被侵蚀的原因是很复杂的，与高炉设计、生产操作、耐材质量、施工质量等有关，往往出现同样的炉缸结构、同样的材质，侵蚀不一样的情况。 还有一个问题：残余炭砖剩多少可确保安全？目前也还没有一个很有把握答案，可能会在残余炭砖剩下不多情况下，出现漂浮、渗漏、易被移动（如沙钢集团宏发铁厂1#高炉灌浆后7个风口全黑，在风口发黑后9h时烧出[1]）、被冲刷等情况。同时伴随着水温差（热流强度）会连续升高或跳跃式升高，有时采取措施都来不及，导致烧出。 因此已经出现炉缸水温差或热流强度、热电偶温度很高情况时，不宜再去探求更高的控制标准。炉缸砖衬温度升高，说明砖衬前边没有形成保护层，砖衬受到了侵蚀。炭砖导热系数高，在其前边形成了稳定的保护层时，不一定炉缸温度就高。如使用导热系数较高UCAR砖的首钢原北京3#高炉，自1993年投产至2010年停产期间，炉缸侧壁温度始终处于较低水平，生产了17年6个月一直没有加入含钛炉料。炉缸砖衬被侵蚀到一定厚度应采取护炉措施，制止住炭砖侵蚀，使其尽快回到安全范围，确保长期安全生产。 一般各厂应根据多年的经验（或借鉴外厂标准、结合自己具体情况和经验）制定相应高炉的控制标准。如首钢原北京地区高炉对于当时使用的贵阳炭砖，通过多年实践规定的控制标准： 热流强度≥33.48 MJ/(m2.h)时,[Ti]按0.08%-0.10%控制； 热流强度≥41.87 MJ/(m2.h)时,[Ti]按≥0.10%控制； 热流强度≥46.04 MJ/(m2.h)时,堵该水箱上方的风口； 热流强度≥54.43 MJ/(m2.h)时,停风凉炉。 再如武钢在80年代根据高炉破损调查和冷却制度的研究④（见图2），确定了5#高炉冷却参数（设计值）（见表2）。 在生产中补充了炉缸控制规定： 炉缸热流强度报警值≤29.3MJ/m2.h（7000 kcal/m2.h）； 炉缸热流强度警戒值≤37.67MJ/m2.h（9000 kcal/m2.h）； 炉缸热流强度事故状态≤50.23MJ/m2.h（12000 kcal/m2.h）。 热流强度超过报警值后必须采取措施把热流强度降低到安全范围以内。 一般对炉缸温度(或热流强度）升高到不同水平，制定了相应的控制标准及相应采取的措施。在这一控制过程中，有时会存在不妥的作法：有的在前期措施不力（或重视不够），在炉缸温度(或热流强度）升高到危险程度时才采取剧烈的护炉措施，担心之前采取这些措施会影响产量。一旦炉缸温度(或热流强度）降低后，又采取取消或减轻护炉的措施，尽快提高产量的作法，周尔复始；还有的想试探找到一个极限控制标准（甚至修改已制定的标准），寄托于已采取的措施有效，不到这一标准，不采取剧烈的护炉措施。这样做可能会出现以下不利情况和风险： （1）在炉缸温度(或热流强度）升高到危险程度时采取剧烈的护炉措施，易引起炉况稳定顺行变差，调整不好易导致炉况失常。 （2）采取措施不当时，易导致炉缸进一步破损，甚至烧出。 （3）在炉缸处于危险程度时，可能会控制不住炉缸温度升高的趋势，由于看不到炉缸侵蚀状况及多种复杂因素，炉缸温度(或热流强度）何时升高，升高到何种水平是无法预测的。例如冷却壁水温差(或热流强度）已经是很高水平了，看到目前炉缸没有出现问题，是否采取剧烈护炉措施犹豫不决，想水温差再升高0.1℃再采取剧烈护炉措施，但有时会升高很高幅度，以致无法控制，出现类似首钢上述炉缸烧穿情况。 应该在一个安全的数值范围内进行生产，这样一旦在炉缸受到侵蚀，水温差（热流强度）、热电偶温度升高时有采取和调整、完善措施的时机。炉缸侵蚀比较严重时，炉缸温度（热流强度）易出现连续升高情况，此时比较危险，甚至采取措施也来不及起作用。应改变在炉缸温度（热流强度）较高时采取剧烈护炉措施，炉缸温度（热流强度）下来时停止护炉措施的做法。应及时采取护炉措施，制止住进一步的侵蚀，维持炭砖一定厚度，有利于今后在确保安全的情况下，维持一个较适宜的生产水平和较好的经济技术指标。待到炉缸侵蚀较严重时再采取措施，往往可能会造成被动局面（炉况失常、产量大幅波动等）。 3 近几年首钢采取的护炉措施 高炉投产后，炉缸各种设计参数尺寸、砖衬材质性能、施工质量等一般是不易改变的，在炉缸受到一定侵蚀，为了预防炉缸烧穿，首钢高炉近几年来主要采取了以下措施： 3.1控制合理的产能 高炉产量高，使炉缸环流加剧，不利于炉缸的维护，长时间持续高利用系数在一定条件下也是导致炉缸温度升高的一个原因。在炉缸侵蚀严重情况下，要根据实际情况降低产量水平，这对于控制炉缸温度进一步升高是见效较快的措施。 首钢迁钢1号和2号高炉开炉以来产量一直保持高水平，连续4-5年平均系数在2.49 t/（m3·d），高产加剧铁水环流对炉缸侧壁的侵蚀。在采取阶段性加入含钛炉料护炉、提高冷却水量、堵局部风口等措施效果减弱情况下，2011年将高炉利用系数2.49 t/（m3·d）降至2.3 t/（m3·d）左右。主要通过稳定风量，用氧气调节高炉产量的方法（见图3），这样可以保持风速和鼓风动能基本不变，有利于炉缸活跃和保证中心煤气流的稳定，既达到了减轻铁水对碳炭砖的侵蚀，又保持了炉况的稳定顺行。采取这一措施后，较长一段时间1号高炉冷却壁水温差被控制在0.5℃以下，炭砖最高热电偶控制在350℃以内；2号高炉冷却壁水温差被控制在0.3℃以下，炭砖最高热电偶控制在150℃以内，保证了炉缸的安全。 首钢长钢9#高炉（1080m3）也有类似实践。该炉于2009年6月28日投产，生产指标较好（见表3）。 2011年10月后炉缸温度逐步升高，二段冷却壁热流强度平均突破20.93MJ/m2·h 。2012年5月后，炉缸二段冷却壁热流强度整体又有明显上升，6月份二段热流强度水平开始超过三段热流强度，10月份二段9组冷却壁热流强度突破33.49MJ/m2·h，开始采取局部冷却壁通高压水措施。2013年6月14日二段17组冷却壁（18#风口下方）热流强度逐步升高到41.95MJ/m2·h，又进一步采取了降低顶压至170kPa的措施。但6月16日该冷却壁热流强度又升高至45.01MJ/m2·h，随即减风至2600m3/min、控制顶压160kPa，并停风堵该方位风口，热流强度才得到控制。随后利用定修机会对高炉炉缸炉体进行灌浆处理，并将17组的两块水箱一个进水改为一块水箱一个进水的模式，提高冷却能力。以后随着风量及产量水平的降低，炉缸温度（热流强度）逐步降低。进入8月份在风量水平稳定在3100 m3/min较高水平时，首先重点监测的炉缸热电偶温度逐步升高，随后相应部位冷却壁的热流强度也呈现出回升趋势。其中到8月19日二段拆开通水的17组冷却壁热流强度又升到原有水平（17#A 43.12MJ/m2·h、17#B43.72MJ/m2·h）。 2013年10月后控制高炉利用系数2.9t/m3.d以下，同时保持[Si]在0.5-0.55%之间，相应将[Ti]由0.047%提高到0.1%左右，控制住了炉缸温度升高的趋势，取得了护炉及路况稳定顺行的效果（见图4、图5、图6）。 不但高炉产量与炉缸侧壁的侵蚀有关系，护炉时含钛炉料加入量也与高炉的产量水平有关，迁钢3#高炉（4078m3)摸索到：在利用系数2.04t/m3.d时，入炉（TiO2)要达到3.5kg/t；利用系数2.28t/m3.d时，入炉（TiO2)要达到5.5kg/t；利用系数2.35t/m3.d时，入炉（TiO2)要达到9.79kg/t才能取得护炉目的[5]。 以上实践说明，在一定条件下（设计、材质、原燃料、操作、施工等），控制适宜的产量水平，有利于延长炉缸寿命，过高追求产量水平，将加快炉缸的侵蚀；在炉缸受到侵蚀护炉时，含钛炉料的用量及其它措施的力度，随着产量水平的提高也要增加和加大，相应带来的不力影响随之增强，因此要探求好炉缸温度、含钛炉料加入量及其它措施的力度、顺行、产量、消耗等之间的平衡点，是一件非常重要的工作。 3.2  加入含钛炉料护炉 生产实践说明在炉缸受到侵蚀时，采用含钛炉料护炉是有效的，随着侵蚀加深应增加其加入量，应根据各炉具体情况探求合适的[Ti]含量，控制好铁水成分（[P]、[Si]、[S]、[Mn])及铁水温度。在炉缸侵蚀到按控制标准需要护炉时，最好采取长期加钛护炉做法。但随着含钛炉料加入量的增加，会影响炉缸的活跃性，严重时会出现炉缸堆积。因此在采取加入含钛炉料护炉时要取得护好炉，同时又要保持炉况顺行、稳定，是值得探求的问题。 首钢迁钢1号和2号高炉在2011年之前，一直采取阶段性护炉做法，即炉缸热电偶温度和冷却壁水温差升高时加入钛矿，温度下降后取消钛矿，随着炉缸内沉积钛的流失，炉缸热电偶温度和冷却壁水温差又反复上升。以后采取了长期加钛护炉的做法，并提高了铁水中含钛量的水平。在长期加入含钛炉料护炉期间，通过抓好原燃料管理；调整装料制度和送风制度，取得了打开中心、稳定边缘的煤气分布，保持了全风水平；严格控制好炉温，[Si]控制在0.45%~0.50%，铁水温度控制在1500℃以上，提高了钛元素的收得率，保持了炉况稳定顺行。同时通过实时计算炉缸钛沉积量去调整入炉含钛物料的比例，并在此基础上开发出一种在线计算模型。通过在线数据采集进行炉内钛沉积量的计算，使炉缸钛的碳氮化合物长期处于稳定状态。随着炉龄延长、侵蚀的加剧，含钛炉料加入量也在增加。2014年一高炉和二高炉铁中[Ti]含量分别达到了0.139%和0.128%，比2013年分别提高了0.055个百分点和0.025个百分点。铁中[Ti]含量的增加对炉缸活跃性的影响加大，迁钢高炉经过调整保持了炉况顺稳，但指标也受到了影响（见图7、图8、表4、表5）。 如上所述，护炉时含钛炉料加入量与炉缸侵蚀状况及产量水平有关，长期护炉时在一定条件下其加入量在一定范围内，通过调整好基本制度、搞好操作、保持全风和适宜的炉温，可以取得既能护炉，又不会对高炉顺行产生明显影响的效果。但进一步增加入炉量，操作难度加大，指标也会受到影响。 炉缸受到侵蚀开始采取加钛护炉时，要密切观察炉缸温度变化趋势，一旦出现停止（或较少）加入含钛炉料炉缸温度有升高情况时，最好采取长期加入含钛炉料措施，制止住炉缸温度反复升高现象，减少对炉缸侵蚀。 2012年2月7日京唐2号高炉炉缸砖衬7层TE31316点温度开始升高，此后采取了提水量、降低水温、局部通工业水强化冷却、降低冶炼强度、更换下斜风口等措施，但整体效果不太明显，后于6月5日开始加钛护炉，温度很快降至90 ℃左右，7月18日停止加钛（见图9）。 2012年11月后，炉缸8层TE31376点温度也开始升高，在采取诸多措施效果不明显时，12月24日开始加钛护炉，2013年4月7-18日在温度已稳定并降至90 ℃左右时，停止加钛，但温度很快回升，采取了继续加含钛炉料措施，控制住了温度升高趋势（见图10）。 鉴于以上实践，为了炉缸的长期安全稳定，防止局部温度再次出现升高现象，京唐高炉采取了长期加钛护炉措施，在控制铁中[Ti]0.1%左右时 ，保持了炉缸温度的长期稳定，并且取得了较好的生产水平。实践说明最好抓住早期加入含钛炉料时机，坚持长期加入，可以取得在铁中含钛水平不太高情况下，取得护炉、顺稳双效结果。 3.3 提高水量、降低进水温度 在炉缸侵蚀严重时，增大冷却水量也是有效的措施之一。生产实践表明提高水量（或降低进水温度）有利于强化冷却。温度梯度影响Ti (C 、N)的析出。在加入含钛炉料护炉同时，应对相应部位的冷却壁采取强化冷却措施，以降低炉缸炭砖的热面温度，促进Ti (C 、N)的沉积析出。首钢实践表明，在加入含钛炉料护炉时提高冷却强度，有时温度降低趋势快。 首钢长钢8号高炉（1080m3) 2011年3月30日14号风口下方标高6900mm位置，挨着炉缸炭砖的临时热点偶温度突然升高，14号A2从166℃短时间内升至184℃、14号B2从169℃升至195℃，二段12号冷却壁组水温差升至1.3℃，热流强度超过58.6MJ/m2.h，13号冷却壁组水温差升至0.9℃，热流强度超过34.743MJ/m2.h，炉皮温度最高达到80℃，采取了铁后紧急休风凉炉，提高含钛炉料加入量，提高冷却水量等措施，制止住了炉缸烧穿。在2012年2月20日大修时发现该处铁水几乎接触水箱（见图11、图12、图13）。 迁钢高炉在加钛护炉同时也提高了冷却壁水量，1号、2号高炉增加了水泵，专用于提高温度升高冷却壁的通水量。如1号高炉专泵供水投入使用后，水温差升高的冷却壁通水量为21m3/h，计算流速为6.1m/s，促进了护炉效果。 其他厂高炉也有类似实践，2013年梅钢2#高炉（1280m3）在炉缸侵蚀比较严重情况下，其中2013年5月30日三段10号水箱热流强度达到91.27MJ/（m2.h），在加钛护炉同时控制了较高的冷却水量。炉缸二段冷却壁的水头平均流量约为23-25t/h，压力为0.85MPa；三段冷却壁的水头平均流量约为21-23t/h，压力为0.85MPa，相应水速约在6-8m/s。配合其它护炉措施，防止了炉缸烧穿[6]。 3.4堵风口 在发生炉缸局部异常侵蚀，相应部位出现温度（或热流强度）升高时，可采取堵局部风口措施，以减少该部位渣铁搅动，有利于减轻该部位炉缸的侵蚀，再配合其它护炉措施可取得一定的护炉效果。此外，因护炉在风量减少、降低高炉利用系数时，堵风口还可保持相应的鼓风动能，有利于送风制度的稳定。 京唐2号高炉2012年年底护炉时，采取了加钛、提高水量、适当控制冶炼强度等措施，控制住了炉缸温度进一步升高，但温度下降幅度非常缓慢，又采取停风堵2个风口措施后，温度降低明显。实践说明在炉缸局部温度较高，初期不易控制时，配合其它护炉措施，临时堵温度升高部位的风口，效果比较好。 首钢通钢6号高炉（810m3）在2012年护炉期间多次配合采用堵风口的措施，取得了较好的护炉效果： 4月19日炉缸2段22块第1根水管温差升高至0.65℃、热流强度达到96.3MJ/（m2.h）4月20日休风堵该部位上方的11号风口；22日开始水温差降到0.1-0.2℃。 4月19日2段18块第3根水管热流强度达到79.55MJ/（m2.h），4月22日改高压工业水冷却，5月21日休风堵9号风口，热流强度降到58.62MJ/（m2.h）。 5月29日2段2块第1根水管热流强度达到75.36MJ/（m2.h），堵2号风口，热流强度降到,50.24MJ/（m2.h）。 7月26日2段26块第3根水管热流强度升高到75.36MJ/（m2.h），改为高压水后热流强度降幅不大，7月27日休风堵13号风口，热流强度逐渐降到41.87-50.24MJ/（m2.h）。 在大修拆炉时2段第22块冷却壁处发现有局部渗铁现象，2段18块、26块冷却壁前碳砖厚度仅剩200-400mm。首钢通钢在总结6号高炉护炉实践体会到，在采取加入钛矿、降低冶炼强度护炉措施同时，配合改高压水强化冷却及堵风口见效较快。 首钢长钢8号高炉（1080m3）在2012年大修前配合其它护炉措施，持续采取堵风口、缩小送风面积（由0.2457m2降为0.2104m2 ）、控制适宜的利用系数措施，也取得了较好效果（见图14）。 实践表明配合其它护炉措施，堵炉缸温度升高部位的风口，有时是控制炉缸温度见效快的一个措施。 3.5停风凉炉 在炉缸侵蚀很严重时，要加强监护和分析，已出现危机情况，要果断采取停风凉炉措施，防止炉缸烧穿。待热电偶温度（或水箱水温差）下来，经过综合分析判断，若无烧穿危险，可采取堵风口、增加含钛入炉料、提高冷却水量等措施，酌情考虑送风。送风后，采取其它一系列护炉措施，维护好炉缸。 首钢水钢2号高炉（1200m3）2011年9月26日投产，但投产仅半年多后炉缸侧壁标高10.225m处的1003号热电偶温度急剧上升至975℃；二段20号、21号、22号（南渣口正下方）冷却壁温差由0.4℃急剧上升至0.9℃和1℃；9.53m标高，插入深度560mm的9002号热电偶上升至980℃，利用计划检修机会对炉缸三段开孔压浆护炉，但灌不进泥浆。在计划休风恢复后，9002号热电偶又上升至1025℃，高炉被迫休风凉炉。休风凉炉后，采取了增加铁中含[Ti]量（由0.289%到0.308%）、提高水温差高的冷却壁水压（水压由0.3MPa提至1.0MPa以上）、顶压由90kPa降至80kPa、减风至2000m3/min水平、停止富氧、综合冶炼强度由1.024t/m3.d降至0.87t/m3.d、堵侧壁温度高方向的13号风口，并缩小进风面积（由0.2335m2缩至0.2120m2）、缩小矿批至19t/批等措施后，9002号、1003号热电偶温度逐步下降，最高点1003号热电偶在690~715℃之间波动，趋于稳定。 通过这次实践水钢认识到，虽然高炉投产时间不长，但炉缸受到了严重侵蚀，应引起高度警惕，制定了该高炉特护措施，其中炉缸温度及水温差控制要求见表6和表7。 2013年1月9日3段29号冷却壁水温差升至1.28℃，根据特护要求，果断再次凉炉58h。送风恢复后，水温差没有明显下降，到1月15日，3段29号冷却壁水温差再次超过1.1℃，被迫休风堵风口、常压维持生产。即使这样29号冷却壁水温差仍维持在1.05℃左右，炉缸处于高危状态，为了安全生产，被迫停炉大修，经拆炉测定有几处砖衬残余厚度仅剩80mm-150mm。 首钢水钢2号高炉的护炉实践说明，在炉缸侵蚀很严重或出现危机情况时，要果断采取停风凉炉措施，它有助于防止炉缸烧出事故；停风凉炉是一种较剧烈的护炉措施，已被迫采取停风凉炉的高炉，要进一步强化护炉措施，以确保安全生产，若仍控制不住炉缸温度升高。 4  结语 （1）炉缸烧穿是炼铁生产中最严重的安全事故之一，具有很大的危害性。炉缸热流强度（或温度）应设定报警值、警戒值等控制范围。要随时掌握炉缸各个部位的温度变化，根据炉缸侵蚀情况及时采取相应措施，搞好炉缸维护。 当炉缸热流强度超过极限值后，会出现冷却壁水温差（或热流强度、热电偶温度）急剧升高控制不住的情况，这一般是炉缸烧穿前的征兆。预防炉缸烧穿就要在炉缸侵蚀不严重情况下，及时采取护炉措施，始终控制炉缸温度在安全范围内进行生产，使其不要处于危险状态。 （2）要掌握好高炉产量水平与炉缸寿命，或与已采取的护炉措施力度之间的关系，既有利于高炉长寿，也有利于取得较好的经济指标。 （3）在炉缸受到侵蚀时，采用含钛炉料护炉是有效的，它可以在侵蚀严重部位形成保护层。在出现停止（或较少）加入含钛炉料炉缸温度有升高情况时，最好采取长期加入含钛炉料措施，制止住炉缸温度反复升高情况。含钛炉料加入量在一定范围内，通过搞好原燃料质量和管理、调整好基本制度、搞好操作、保持全风和适宜的炉温，可以取得护炉、顺稳双效结果。含钛炉料入炉量过多时，将使操作难度加大，指标也会受到影响。 （4）实践表明在炉缸局部温度较高、不易控制时，在采取适当控制产量、加入含钛炉料护炉措施的同时，提高冷却强度（或降低供水温度）、临时堵温度升高部位的风口，是控制炉缸温度见效快的配合措施。 （5）在炉缸受到很严重侵蚀或出现危机情况时，要果断停风凉炉；已被迫采取停风凉炉的高炉，为确保安全生产，要进一步强化护炉措施，若仍控制不住炉缸温度升高趋势、处于危机状态，要考虑停炉大修。 5  参考文献 [1] 张寿荣，于仲杰等编著.高炉失常与事故处理[M].北京：冶金工业出版社,2012. [2] 徐矩良，刘琦. 高炉事故处理一百例[M]. 北京：冶金工业出版社,  1986. [3]刘云彩.预防高炉炉缸烧穿[J].中国冶金,2013年第6期. [4] 于仲杰.武钢对高炉长寿问题的认识（内部资料）,2012.4. [5] 万雷，龚鑫等.迁钢高炉炉缸维护技术[J].炼铁,2015年5期. [6] 梅钢2号高炉（第三代1280m3）长寿状况汇报（内部资料），2013.12.

高炉用炮泥是炼铁生产中重要的耐火材料，其使用性能要求复杂，任何单一的耐火材料都不能满足要求。高炉用炮泥的性能要求是什么?在使用过程中，炮泥存在哪些问题?选用炮泥应注意哪些方面?研究者对此进行了调研。 炮泥使用性能要求及其分类 高炉用炮泥是炼铁过程中用来封堵高炉出铁口的耐火材料，使用时用冶炼行业专业的设备———泥炮以一定的压力压入出铁口。炮泥在生产中起着重要的作用，它首先要很好地堵住铁口;其次，由它形成的铁口通道要保证平稳出铁;最后，要能保持出铁口有足够的深度，以保护炉缸。任何一项功能完成得不好，将引发事故，因此，对炮泥有如下要求： 一是良好的塑性，能顺利地从泥炮中堆入铁口，填满铁口通道。 二是具有快干、速硬性能，能在较短的时间内硬化，且具有高强度，这决定着两次出铁的最短时间间隔(这对强化冶炼且只有一个铁口的高炉来说有着重要的意义)和堵口后允许的最短退炮时间(这对保护泥炮嘴有重要的意义)。 三是开口性能好。此性能决定了炮泥填入后，在再次出铁时能不能顺利打开铁口，对正常出铁有重大影响。 四是耐高温和渣铁的侵蚀性能良好，在出铁过程中铁口通道孔径不应扩大，保证铁流稳定。 五是体积稳定性好且具有一定的气孔率，保证堵入铁口通道后，炮泥在升温过程中不出现过大的收缩而形成断裂，适宜的气孔率使炮泥中的挥发分能顺利地外逸而不出现裂缝，总之要保证铁口密封得好。 六是对环境不产生污染，为炉前工作创造良好的工作环境。 由于炮泥有以上使用性能的需要，任何单一的耐火材料都不能满足要求，通常采用几种原料配制而成。 目前根据所使用结合剂的不同，炮泥通常分为两类：有水炮泥和无水炮泥。 有水炮泥。有水炮泥以水作为结合剂。通常有水炮泥用于低压的中小高炉，最新的配方是由35%左右焦粉、20%~30%的黏土粉、10%~15%的沥青、5%~10%的熟料，加水15%左右混合后在碾泥机上研制。为适应高炉强化冶炼的需要，现在有水炮泥还添加碳化硅(SiC)、蓝晶石(Al2O3·SiO2，含Al2O362.92%、SiO237.08%)和绢云母(K2O+Na2O：3%~7%，SiO2：71%~77%，Al2O3：14%~18%)等。 无水炮泥。无水炮泥以脱晶蒽油、树脂等为结合剂。无水炮泥以其铁口通道内无潮湿现象、强度高、铁口深度稳定、出铁过程中孔径变小、不会造成跑大流等优点广泛应用于强化冶炼的大中型高炉。无水炮泥的配方为：20%~40%的焦粉、20%左右的黏土粉，10%左右的沥青，10%~30%的棕刚玉，10%的碳化硅，5%~7%的绢云母，13%~14%的结合剂(脱晶蒽油、树脂)。树脂炮泥的优点是焦化时间短，堵口后在20min时间内即可退炮，而且环境污染小。无水炮泥的配方中焦粉含量、沥青和棕刚玉的量是随着高炉炉容、顶压和强化程度而变的;炉容越大、顶压越高、强化冶炼的强度越大，焦粉量越低，沥青和棕刚玉的含量越高。 现代高炉炮泥的质量优化的重要原因在于使用了碳化硅、蓝晶石、绢云母、棕刚玉等。添加各种物质的原因如下： 碳化硅(SiC)：加碳化硅是利用它的耐侵蚀、抗高温氧化和抗热震等优良性能。 蓝晶石：加蓝晶石是利用其高温膨胀性控制线变化率，增加炮泥的黏结强度，提高炮泥的耐用性。 绢云母：加绢云母是利用其含有钾、钠等氧化物，使其烧成温度降低，因而使炮泥快干、速硬，缩短堵口后退炮时间(由不加绢云母的40min~50min缩短至加绢云母后的25min~30min)，它还能提高炮泥的塑性。 棕刚玉：加棕刚玉是利用其抗化学腐蚀性好的优点。 炮泥的选择应该根据炉容大小、顶压高低、强化程度、泥炮和开口机的工作能力以及炮泥的成本等因素来共同确定，而不能由某一因素决定。 高炉炮泥使用情况调研及分析 研究者对天钢、首秦、莱钢、新冶钢、济钢等国内部分钢企高炉的出铁制度情况及炮泥使用情况进行了调研，调研结果如表1和表2所示。 目前，国内高炉使用的炮泥有如下特点： 国内高炉所使用炮泥主要为国产有水炮泥和无水炮泥，价格根据厂家的不同有较大变化。 炮泥单次打泥量在250千克~500千克，不同高炉根据其操作水平的不同，打泥量有很大的变化，未形成统一的标准。 大部分高炉吨铁炮泥消耗量在0.5千克/吨~0.7千克/吨，铁口炮泥质量不稳定时会导致炮泥用量增加，如某钢企的3座高炉由于炮泥质量不稳定，其炮泥消耗量常年高达1.1千克/吨~1.3千克/吨铁。这不仅对正常出铁操作造成影响，而且使得出铁成本增加，最终导致炼铁生产成本增加。因此，高炉在选用炮泥的时候，要考虑炮泥质量的稳定性，保证高炉正常生产并降低生产成本。 国内高炉炮泥使用存在几大问题： 一是炮泥质量不稳定。炮泥在生产过程中由于工艺、设备的影响，生产的炮泥质量存在很大差异。即便是同一厂家生产的同种类的炮泥，不同生产批次间也存在质量差异。因此，在选用炮泥的过程中，要特别关注炮泥质量的变化，当炮泥质量变化时，及时采取相应的操作措施，保证生产的正常进行。 二是打泥压力高，有时打不动泥。打泥压力较低，说明炮泥的塑性较差，即马夏值过高。选用炮泥的时候，须要根据泥炮机的工作能力选用塑性合适的炮泥。 三是抗渣性能差。对于有水炮泥，决定其抗渣性能的组分是焦粉及碳化硅的含量。为提高有水炮泥抗渣性能，须要提高有水高炮泥中焦粉的含量或者碳化硅的含量。焦粉有构成炮泥骨架的作用，但是因其强度低而较氧化物骨料容易开口;焦粉还有提高炮泥的抗渣铁侵蚀能力的作用，但是加入量过高会造成炮泥强度降低。因此，对于有水炮泥，选用时须要限制其焦粉含量在35%左右，并适量添加碳化硅。对于无水炮泥，决定其抗渣性的组分是焦粉、棕刚玉和碳化硅含量，因此，无水炮泥在选用时，须要控制焦粉含量在20%~40%，Al2O3含量在10%~30%，碳化硅含量在10%左右。 四是炉墙与泥包结合处有红点，严重时易渗铁。研究者分析认为，出现此问题的原因是炮泥的体积密度不稳定，进入铁口通道后，升温过程中出现过大的收缩而造成断裂或者缝隙，使得铁口堵不严，易出现红点及渗铁。因此，在炮泥选用的时候，要重点关注其体积密度，根据生产条件的变化，采用体积密度和线性变化率满足要求的炮泥。