LUNWEN运用六西格玛实现低风温条件下的低硅冶炼

1、运用六西格玛实现低风温条件下的低硅冶炼【摘 要】利用六西格玛管理方法和工具，莱钢股份炼铁厂2#高炉的生铁含硅量进行了系统分析，找岀了影响生铁含硅量的关键因子，并通过 DOE实验找岀了最佳范围。针对关键因子制定了相应的改进方案，改进后平均生铁含硅量由0.545%降低到0.384%，生铁含硅量合格率也得到了进一步提升。【关键词】高炉低硅冶炼六西格玛管理生铁含硅量概述低硅冶炼是高炉冶炼的重要技术之一，生铁硅含量的降低，可提高高炉生铁产量，降低焦炭消耗，提高炼钢工序生产节奏。近几年来钢铁行业竞争激烈，原材料价格居高不下，钢铁成本压力较大。2#高炉由于热风炉结构的原因，风温水平在1050 C左右，低硅冶

2、炼存在很大困难，针对这种情况，运用六西格玛工具和方法开展了低风温条件下的低硅冶炼项目攻关。国内中型高炉生铁含硅量一般为0.30.6%，股份2#高炉2009年生铁含硅量全年平均为0.545%，低硅冶炼降本增效空间较大。2010年13月，随着降本增效工作的开展，生铁中平均Si含量有了一定程度的降低，但是从期间1209炉高炉生铁含硅量的分布图来看，含硅量最高1.18%, 0.4%的炉次占到38.5%，生铁含硅量仍然偏高，并且稳定性不足，存在较大改善空间。图1 2#炉2010年1-3月炉温趋势图项目实施过程2.1定义（D）阶段：根据项目背景，确立目标。生铁含硅量的降低可以降低炼铁工序能耗，降低生铁成本

3、，但同时生铁含硅量的降低会带来炉况稳定的难度，通过此次项目的实施，目的在于保证炉况稳定的基础上实现生铁硅含量的降低，生铁成本的降低。炼钢工序作为外部顾客，要求提供硅含量0.6%的生铁，同时要求成分稳定，以缩短冶炼时间，提高炼钢生产节奏，降低辅料消耗。同时在炼铁工序生产中发现单方向控制含硅量均值会造成大量 80%。2.2测量系统分析（M阶段:10个,为了保证生铁含硅数据的可靠性，利用六西格玛管理提供的工具软件进行分析。抽取样本数 由3个操作员检测两次，共 60个数据，对测量数据用Mini tab软件进行分析。分析结果表明，测量系统的识别力是25,可以接受，说明生铁含硅的测量系统是可靠的。对201

4、0年13月1209炉生铁含硅量数据进行流程能力分析，六西格玛水平为0.47，说明流程还存在很大的改善空间。通过流程图、鱼骨图、C&E矩阵筛选出25个影响生铁含硅和生铁含硅稳定率的潜在原因，通过C&E矩阵评分，运用柏拉图筛选出了 11个影响度80%的因子，对11个因子进行了 FMEA（失效模式分析），确定 待改善因子，对原因清楚、可操作性强的空气预热器积灰、混风阀限位、焦炭水分因子进行了快速改善。2.3分析（A）阶段：在分析阶段，通过对因子状态和噪声因子进行方差分析，发现主控室各班操作调剂存在显著差异，对 调剂方式进行规范，操作参数进行标准控制。消除噪声因子后，对之后的数据进行相关/回归分析，建

5、立回归方程，对生铁含硅量影响小的因子进行固化，标准化处理。2.4改进（I ）阶段：实践中探索操作控制参数合理范围，寻找最佳控制条件。通过分析阶段筛选出的与生铁含硅量存在显著影响因子为铁间间隔、操作燃料比、风口前理论燃烧温 度。通过DOE因子实验设计，查找最佳操作控制参数范围。在2#炉现行条件下，最佳操作控制范围为：铁间间隔3040min，操作燃料比530Kg，风口前理论燃烧温度 20602150C。在采用最佳控制条件后，生 铁含硅量控制取得良好效果，见图2。改善前后高炉生铁含硅量单值图分析改善前改善后值 独 单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观测值图2改善前后生铁含硅量单值图2.5控制（C）阶段：建立标准化控制规定，实现可持续性稳定控制。为更好的巩固项目成果，对各阶段的改善措施进行固化，在考虑操作性、实施性的基础上，将流程中 的控制对象列入计划，建立SPC图，形成标准化程序，移交文件，实行长期控制。项目中主要技术措施3.1高顶压操作高顶压可以抑制直接还原的发展，进一步抑制SiO气体的产生，从而抑制硅还原反应的进行，降低铁水含硅量。同时，高顶压操作可以降低煤气流速，增加煤气在炉内的停留时间，改善煤气流分布，提

7、高煤 气利用率，同样可以降低铁水含硅量。随着入炉风量的提升，中心气流得到充分保证，为取得更好的煤气利用和提高冶强，在炉顶及煤气设 备允许的情况下，提高顶压是稳定气流，抑制硅还原，降低铁水含硅量的有效措施。2#炉的顶压水平由150kPa逐步提高到170kPa,取得良好降硅增产效果。3.2造渣制度在低硅冶炼的过程中，渣相是否合理至关重要。在生产中较为关键的是碱度和镁铝比，低硅冶炼需要 较高碱度的保证，防止低硅高硫状态下的炉凉事故，同时防止高硅高碱下的悬料，准确的配料成分分析尤为重要，适宜的碱度选择主要取决于生铁成分和炉渣流动性。在低风温条件下，炉渣热量在低硅条件下难以得到有效保证，容易造成低硅下亏

8、渣，造成气流失常， 因此，低风温条件下在镁铝比控制上，低硅冶炼必须要有保证渣中镁铝比0.65以保证炉渣必要的流动性。提高二元碱度和三元碱度，可以降低炉渣中SiO2的反应性从而抑制硅的还原。3.3风口前理论燃烧温度管理正常情况下，一般要求理论燃烧温度在 22002250 C,较高的风口前理论燃烧温度有利于Si的还原,不利于低硅冶炼。高风温有利于低焦比和使软融带下移，又有抑制Si还原和铁水硅降低的作用，但低风温条件下，只能通过高富氧使煤气中CO分压升高，使软融带下移来抑制硅还原。低风温条件下低硅冶炼需要保持一定的煤比来活跃炉缸，降低风口前理论燃烧温度，来保证高富氧率 从而实现抑制硅还原和保持炉缸热

9、状态稳定的目的。3.4燃料比量化操作低硅冶炼容易造成炉凉及气流失常等恶性事故，量化控制和标准化操作不容忽视，低硅冶炼更要重视 含硅量的稳定性，操作人员的业务水平和标准化操作制度是保证长期低硅冶炼的必要条件，减风后的煤量 调整幅度，炉温超限时的燃料比控制幅度，焦炭水分变化，煤粉含碳量变化燃料比调整幅度等等都应成为 量化操作的重要组成部分。应用情况及效益通过低硅冶炼项目的实施，在六西格玛方法和工具的帮助下，找到了改善的方向和控制方法，流程得 到了进一步优化。改善后流程西格玛水平由0.47上升到1.03 , Ppk、Cpm Cpk比改善前显著提高，标准差减小并且组内差和组间差接近，过程能力得到大幅提

10、高（见图3 ）。Si的过程能力LSL 目标 USL组内整体潜在 （组内）能力基准Z值0.82规格下限Z值 1.50 规格上限Z值 1.08 Cpk0.36整体能力基准Z值0.47规格下限Z值 1.17 规格上限Z值 0.85 Ppk0.28Cpm0.250.125 0.250 0.375 0.500 0.625 0.750 0.875 1.000预期组内性能预期整体性能PM LSL67426.83PPM USL139120.78PPM USL197372.58PM合计206547.62PPM合计317650.28改善前过程数据LSL0.25目标0.35USL0.5样本均值0.394914样本N

11、1168标准差（组内）0.0969176标准差（整体）0.123479Si的过程能力LSL 目标 USL实测性能预期组内性能预期整体性能PPM LSL67636.99PPM LSL67426.83PPM USL150684.93PPM USL139120.78PPM USL197372.58PPM合计218321.92PPM合计206547.62PPM合计317650.28改善后Si的过程能力LSL目标USL过程数据LSL0.25目标0.35USL0.5样本均值0.3725样本N100标准差（组内）0.0775485标准差（整体）0.08705480.2250.3000.3750.4500.5

12、250.600实测性能预期组内性能预期整体性能PPM LSL0.00PPM LSL57092.85PPM USL100000.00PPM USL50074.51PPM USL71515.72PPM合计100000.00PPM合计107167.35PPM合计151205.72组内.整体潜在（组内）能力基准Z值0.82规格下限Z值1.50规格上限Z值1.08Cpk0.36整体能力基准Z值0.47规格下限Z值1.17规格上限Z值0.85Ppk0.28Cpm0.25一组内- 整体潜在（组内）能力基准Z值1.24规格下限Z值 1.58 规格上限Z值 1.64Cpk0.53整体能力基准Z值1.03规格下限

13、Z值 1.41 规格上限Z值 1.46Ppk0.47Cpm0.37改善后过程数据LSL目标USL样本均值样本N标准差（组内） 标准差（整体）0.250.350.50.37251000.07754850.0870548Si的过程能力LSL目标USL0.2250.3000.3750.4500.525.600实测性能预期组内性能预期整体性能PPM LSL0.00PPM LSL57092.85PPM USL100000.00PPM USL50074.51PPM USL71515.72PPM合计100000.00PPM合计107167.35PPM合计151205.72图3生铁含硅量过程能力分析前后对比通

14、过项目实施月平均含硅量由0.545受控到0.384 ,生铁含硅量合格率由 58%上升到85%同时优化了2010年49月，项目攻关期间节焦效益和增产效益共计平均炉温炉温合格率流程，在低风温条件下实现了低硅高煤比冶炼。516.83 万元。图4生铁含硅量各项目阶段进展情况小结5.1炉况顺行是高炉进行低硅冶炼、安全生产的前提条件，当顺行受到威胁，要严格遵守“已退为进”的 操作理念。5.2低风温不利于低硅冶炼的推进，应尽最大能力提高风温，实现效益最大化。5.3高富氧、大喷吹、高风温有利于低硅冶炼。5.4在低硅冶炼的实施过程中，渣铁物理热反映了炉缸的热状态，必须保证必要的渣铁物理热，以实现炉 况的长期稳定

15、顺行。（浅析）高炉炉缸区域灌浆（操作及效果）（第一炼铁厂）摘要 间隙产生原因及类型，传统灌浆材料选则及操作的缺陷，改进灌浆操作方法及实现灌浆消除间隙 的作用。关键词 间隙分布位置灌浆材质灌浆孔位置选择灌浆操作顺序及要点高炉炉缸间隙的存在（降低）热量传导，砖衬内侧的热量不能及时和均匀的传递给冷却壁，炉缸侧壁内的1150 C等温线向外侧发展， 加快了对炉缸侧壁的侵蚀速度。不能得到及时有效处理，导致高炉寿命缩短。现代高炉采用灌浆处理因各种原因产生的间隙成为通用有效方法。一、间隙种类及产生1、设计上固有的 两条竖缝是产生气隙的传统位置。即第一类是炉壳与冷却壁冷面之间的间隙，该缝隙传 统上采用铁屑填料填

16、充，施工上铁屑填料密实度难以达到要求消除气隙，在生产中易形成高温煤气串 入的通道。其影响除高温煤气导致插入电偶温度的异常升高，造成对炉缸侵蚀的误判断外，还影响高 炉耐材的正常散热。第二类是冷却壁热面与砖衬砌体之间的缝隙，这类缝隙产生及增大源于高炉的内 部压力波动、炉衬与冷却壁及炉壳的温度变化带来的膨胀与收缩，而二者膨胀系数差异较大，冷却壁、 捣料、碳砖砌体因温度变形能力差别较大，产生气隙几乎不可避免。这个气隙的存在“隔断” 了砌体 与冷却壁的传热，是影响传热体系有效运行的关键，是打浆处理的主要目标。2、 生产后的高炉因诸多原因产生的裂隙（此类裂隙在灌浆时可按冷却壁热面灌浆处理）。裂隙往往因炉壳

17、钢结构应力或外力变化产生，一旦产生，砌体强度大幅下降，影响运行安全，同时为气体提供通道而加剧砌体强度劣化，所以必须及时灌浆封堵或提前预防。二、灌浆材质选择1、要求灌浆料在灌浆时具有极好的流动性能及密封性能，灌注后具有低温（冷却壁与炉壳间）与中高温（冷却壁热面与砖衬砌体间）固结性能；2、具有良好的导热性能，非常高的常温强度，高温强度，体积稳定性，超细颗粒，高碳化硅含量（冷却 壁与炉壳间气隙灌浆时可以适当放宽条件）导热型泵送灌浆料。3、要求干粉料粒度小于 74um,导热性好，挥发物质少。4、选用优质无水低挥发结合剂，具有较强的结合性能且不能产生氧化性气氛。三、灌浆部位及开孔时机选择间隙产生很难避免

18、，而灌浆是填充挤压消除气隙的首选。鉴于此认识，笔者建议在高炉设计环节或者在炉 缸炉壳冷却壁安装完毕开始砌筑前针对炉缸灌浆设置预留灌浆孔。根据以往高炉侵蚀易形成象脚侵蚀的部 位，高炉纵向部位选择在铁口中心线水平所在冷却壁及其上下两段、风口区冷却壁的竖缝上。另外，铁口 区域附近、炉底密封板上表面在圆周方向合适位置预留灌浆孔。采用预留灌浆孔的优势在于：1、可规避开炉缸砖衬测温电偶及其布线，避免生产后钻孔对电偶及冷却壁的伤害；2、在冷却水系统打压试漏阶段可排除冷却系统漏水造成的积水，在烘炉阶段可排除炉衬溢出的水蒸气，最大限度减少水蒸气对碳砖的伤害；3、预留灌浆孔施工难度低于生产之后开孔。四、灌浆时机选

19、择及实效选择灌浆时间很关键，生产实践表明开炉即灌浆的效果并不好。笔者建议，待开炉生产一段时间炉 壳温度趋于稳定后进行第一次灌浆。第一次灌浆针对冷却壁冷面与炉壳之间的气隙的灌浆，此时碳砖砖衬 膨胀与炉内压力导致的炉壳变形基本稳定，冷却壁与炉壳之间的煤气通道基本形成，利于灌浆料进入气隙 进行有效填充，有利于保证灌浆效果，可在高炉定修期间利用预留灌浆孔灌浆。针对冷却壁热面与炉缸砖 衬之间气隙的灌浆，选择在炉壳与冷却壁冷面灌浆结束，灌浆料已固化后进行（打开灌浆阀门，观察前次 灌浆料是否固化）。确认前次灌浆料已经固化后，利用高炉定修期间进行。方法是紧贴炉壳钢甲割除原灌 浆管头，钻孔深度以穿过捣料达到砌体

20、冷面为准，然后用压缩风将钻孔内的耐材碎屑吹扫干净，重新焊接 灌浆管头上好阀门。灌浆选择在下次定修时间进行。此时虽然钻孔内的耐材碎屑已经吹扫干净，但是原有 气隙通道由于钻孔产生碎屑的堵塞，灌浆很难经由钻孔进入气隙通道，浆液进不去，何谈打浆效果。用灌 浆解决气隙恢复传热的关键是将合适的灌浆料打入气隙，才能将因气隙隔断的传热体系衔接上，使得砖衬 砌体内的热量及时均匀的传导给冷却壁，达到灌浆的目的。某高炉从开炉伊始，历经四次灌浆，炉缸侧壁 温度，仍然居高不下。笔者认为，之所以效果不好，首先是打浆时机的问题，该高炉第一次灌浆是在砌筑完毕立即灌浆，第二次灌浆的灌浆量较大反映出第一次灌浆效果不好。其次打浆料

21、材质的问题。第三次灌 浆料粉料细度不够，颗粒大，结果没能灌进去，自然没有效果，第四次的灌浆，灌浆料选择正确，但是和 前几次一样，忽略了钻孔内耐材碎屑及钻孔操作本身对气隙通道的堵塞的细节，依然没能灌进浆液。也表 明前四次灌浆浆液没能进入冷却壁热面与碳砖冷端之间的气隙是灌浆未能实现预期目标的根本原因。经过 认真的分析研究，第五次灌浆采取了上述钻孔与灌浆分次进行，恢复气隙与钻孔之间的通道，封堵煤气渗 漏源头的技术方案，成功灌浆共计约2000kg，高炉恢复生产后不久，异常升高的各点温度均迅速回落，高炉开始提高冶炼强度。这样针对不同气隙分步灌浆，技术上便于分析灌浆效果，操作上更安全，经济上不 同部位的气

22、隙可采取不同的灌浆料，节省灌浆成本。同时由于先对冷却壁与炉壳间隙灌浆固结后再对冷却 壁热面与炉衬砌体间隙灌浆，堵塞了钻孔周围与冷却壁炉壳间隙的通路，有利于热面灌浆时浆液直达热面 与砖衬间气隙，收到灌浆预期效果。五、灌浆操作改进灌浆目的是填充挤压消除气隙，关键在于能否把合适的灌浆料打进目标部位的气隙内并充满最终消除 气隙。所以灌浆料满足技术要求外操作也很重要，重要是灌浆压力合适安全，灌浆通道畅通。笔者在观察 历次高炉灌浆发现传统灌浆操作存在的问题是：1、不同部位气隙灌浆针对性不强；2、忽视了钻孔内的耐材碎屑及钻孔本身对灌浆通道造成堵塞的对浆液进入气隙的影响。1、 灌浆压力选择，针对不同部位采用不

23、同压力。针对冷却壁冷面与炉壳间的气隙灌浆，压力选择0.5mpa即可。针对冷却壁热面与炉缸砖衬砌体间的气隙灌浆，压力选择在不超过1.0mpa。在灌浆时要时刻关注炉壳、冷却壁进出水管套管的反应，如有异常现象发生立即停止灌浆。2、传统的打浆过程中现象是冒浆的孔不再灌浆，很不科学。要求即便冒浆的孔也要再次灌浆，保证灌浆 饱满，消除气隙。3、在高炉高度方向上，先对低部位灌浆孔灌浆一定要等到低标高的灌浆孔全部灌浆完成后才可对高标高 的灌浆孔灌浆。最后对风口区域灌浆封堵煤气源头。4、在高炉径向方向上，先浅层后深层。即先对冷却壁与炉壳间隙灌浆，后对冷却壁热面与砖衬砌体间隙 灌浆，避免浆液短路。5、钻孔与灌浆分

24、次进行较好，钻孔后对孔内耐材碎屑进行吹扫外，充分利用生产过程中煤气渗漏对气隙 与钻孔之间通道的吹扫作用但要注意安全，为后续灌浆扫清障碍物。针对未预留灌浆孔的高炉要通过灌浆处理气隙，笔者建议参照上述灌浆操作进行，但在炉壳钻孔阶段应注 意避免对测温点电偶及其布线以及冷却壁的伤害。小结1、高炉炉缸侧壁炉壳与冷却壁之间，冷却壁热面与砖衬砌体冷端之间产生气隙很难避免。建议在设计阶 段及开炉前即予以考虑。2、传统灌浆在时机和操作上存在缺陷，是导致灌浆效果欠佳的重要原因。3、将灌浆操作和钻孔操作分步有序进行，对孔道进行吹扫、恢复灌浆孔与气隙之间的通道为浆液进入气 隙创造条件。4、灌浆料的性能指标选择也是灌浆

25、成功的重要条件。高炉高Al 2O3渣的冶炼后果及对策【摘 要】本文分析高炉由于原材料化学成份波动，Al 203上升，在烧结过程中不能去除或降低，进入高炉给强化冶炼的炉况带来负面影响，产生难行悬料，严重时大量烧坏风口小套，为保证冶炼的正常进行，通过采取一系列措施，并适当提高炉 渣中MgO的含量，改善造渣制度，使冶炼得以顺利进行。【关键词】高炉三氧化二铝强化冶炼悬料炉渣引言随着钢铁市场的波动，我国钢铁产量的与日剧增，炼铁原燃料供不应求，原料争夺竞争激烈，导致各 大钢铁生产厂采购品质下降且存在较大的波动，而各个钢铁生产厂冶炼强度进一步提高，形成反差；为了 保证生产，一些生产厂家拓宽了原料采购渠道，放

26、宽了原料进厂标准，进厂原料品种也增加，原料中的Al 203含量较高，尤其是印度粗粉现货采购量大幅度上升，湖北新冶钢一炼铁厂也受到市场的同样作用，造成冶 炼过程中高炉渣 Al 203明显上升的趋势，有的甚至达到20%上，出现超高的现象，并威胁高炉的炉况，一炼铁厂两座高炉持续受到高AI2O、低MgC炉渣的影响，高炉的强化冶炼受到影响。概述随着原材料采购的紧张，一些高AI203原料也被采购回厂，一炼铁厂的两座高炉炉渣中的AI20持续上升，从15%左右逐步上升到18%20%有时甚至达到20鳩上，炉渣的流动性变差，原来渣中MgO在 7.0% 8.0%左右已显得过低，不能满足高炉炉况的要求，高炉炉况变差，

27、时有难行现象发生，高炉技术经济指标 下降（见表1）。表1高炉主要运行情况月份利用系数（t/m3d ）湿燃料比（kg/t ）坐料次数（双炉，次）上年平均2.613624531月3.103597862月3.178591753月3.266608214月3.19460523鉴于此，一炼铁厂对烧结矿的碱度进行控制，在入炉料中配加一定的白云石作为熔剂来提高（MgC含量，同时提高烧结配料中的白云石粉配比以保证烧结矿MgO的含量在2.0%以上，以增加冶炼过程中炉渣（MgC含量，适当提高炉渣二元碱度，提高铁口角度，扩大风口直径，降低鼓风动能，此后炉况才逐步 好转恢复正常，高炉炉渣 AhQ在18%上下运行至今。调

28、查分析随着高AI203炉渣的产生，高炉造渣制度受到严重的影响，为弄清楚详细情况和减少对生产的，对高 炉运行情况作了跟踪和综合分析。3.1现场冶炼炉渣控制情况随着高炉的持续生产，高炉炉渣中AI203的化验结果逐步上升，不但影响造渣制度的稳定和炉况，而且AI203涉及到高炉炉缸和炉身炉墙工作情况，不得不引起重视，跟踪情况如表2:表2高炉炉渣的主要成分变化日期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从表中可以看出渣中AI2Q的上升较快，而(MgO基本保持不变，与此同时两座高炉均出现不稳定，并有悬料现象，两座高炉风口小

30、套月破损曾创下78个的记录，尤其 3#高炉上渣难放，流动性差，鉴于这种情况，根据炉渣的冶金性质和其它生产厂家的经验，对造渣制度进行了调整，并利用统计和系统工程的 原理对出现的现象进行了综合分析，采取了一系列的措施来解决。3.2处理及应对措施根据生产情况和已有文献，Al 203升高后炉渣碱度要求相应提高到1.10以上，同时(MgO达到910.5%1，但实际是当前的烧结 MgC下降，炉渣MgO只有7.0%，碱度1.00左右，因此采取了以下措施：控制烧结矿碱度1.51.6，改变熔剂种类，增加熔剂量，即白云石的用量来提高( MgC量；提高烧结矿中白云石粉的配比，保证烧结矿中MgC勺含量在2.0%以上；

31、逐步提高顶压，降低炉内煤气流速。控制合理的喷煤量，不强行提高煤比，保证煤粉在进入炉内已充分燃烧，避免渣的粘度进一步升 高。适当提高铁口角度，保证流动熔体排尽。调整碱度和优化操作制度，以达到新的冶炼平衡状态。通过这几项措施的实施，渣中的MgO达到了 7.5%以上，炉渣流动性也好转，炉况逐步稳定、顺行。3.3原因调查和分析在处理炉况的同时，也对AI2Q升高的根本进行了追朔和分析，其主要有以下几个来源：炉墙冲刷或炉衬垮塌；原料中Al 2O3上升；燃料中AI2Q上升；针对这三个来源分别分析如下：在短期内炉墙冲刷或垮塌：a)、两座高炉不可能同时出现，尤其是3#高炉于2008年1月中修后投产，运行不到4年

32、，开人孔检查炉墙也完好； b)、炉墙各段温度均无上升迹象；c)、炉顶温度无明显差别；d)、炉尘吹出量无明显变化。由此判断Al 2O3的升高并不是炉衬破损造成。原料经分析结果，球团矿无明显变化，主要是烧结Al 2O3含量上升，由2.1%上升到3.1%,如下表3：表3入炉矿的化学成分变化日期种类TFeFeOSQ2CaOMgOCuSAI2QR3.26烧154.6312.547.1811.551.980.050.0411.851.61球160.790.508.071.681.480.050.0142.030.214.15烧255.9113.367.3710.141.590.050.0313.301.3

33、8球260.650.828.401.661.870.060.0232.070.19燃料主要跟踪检验了焦炭灰粉，分析灰份含Al 203为4.03%，尚无多大变化。经过以上分析，可以断定Al 203含量为烧结原料中 Al 203上升所致，因此对各原料化验结果如下表4原料的主要化学成分原料名称TFeSiO2CaOMgOAI2QCuS进口矿162.93.5900.602.040.080.021进口矿262.35.390.560.522.450.080.036粉矿153.811.9700.691.630.09粉矿252.712.660.890.894.540.090.452分析总结通过分析相关文献，一炼

34、铁2座高炉出现 Al 203升高后，冶炼时造渣制度应适当调整；以应对炉况的变化，一般都认为：在渣中达18%A上时，适当提高炉渣中(MgO ,可以降低炉渣熔点，增加炉渣流动性。一般标准是(MgO 9.5%11%且可以参考(MgO+CaO)/(SiO2+ Al 2Q )=0.951.00 2,而根据炼铁厂实际情况， 综合分析和生产操作调节，在AQ达20%左右时，控制(MgO)在8.5%略高时也是可行的，保证了炉况稳定，渣铁分离尚好。结论通过几个月的调整使用，高Al 2O3的原材料逐步消耗完毕，根据实际生产情况，综合考虑虽然指标变差一些，但在稳定住炉况后，综合考虑成本、炉况因素，尤其在原燃料波动导致

35、(Al 2O3)达18%20対，从而炉渣CaO SiO2波动时，极易形成甲型硅灰石、a硅钙石，从而使炉渣熔化温度急剧升高达到1540C以上3，冶炼进程受到较大的影响，在新冶钢原料条件下控制MgO在 8.5%以上还是可以保证高炉顺行的，虽然影响高炉的技术经济指标，在稳定了炉况后综合成本还是下降了。参考文献陈达士主编，新工艺新技术实用手册，当代中国音响出版社，2004.11 , 133。文U 琦，论中小高炉低硅铁冶炼，炼铁， 2005 , Vol.24 No.1:1923。郭志刚，三安高炉高 AI2O3炉渣冶炼实践，炼铁，2006 , Vol.25 No.1:25 。第五段11#9#第四段|原裂纹

36、处3.1620#5.25钢甲横焊缝第三段II20#19#图1 1080m3高炉炉缸炉壳开裂示意图凌钢1080m3高炉炉壳开裂及处理刘海彬（凌源钢铁集团有限责任公司炼铁厂技术科，辽宁省，凌源市）【摘 要】本文详细阐述了凌钢1080mi高炉炉壳开裂及处理过程，采取“定尺切挖，整体更换，高压灌浆”技术，快速、 彻底地解决了炉缸炉壳大面积开裂、严重漏煤气的难题。【关键词】高炉炉壳开裂定尺切挖整体更换高压灌浆凌钢1080m）高炉为砖壁合一、薄壁内衬结构，采用了软水密闭循环技术。炉底、炉缸采用了大块炭砖 加陶瓷杯结构，炉底采用了4层炭砖，从下到上分别为3层半石墨质焙烧炭砖、1层微孔炭砖；陶瓷杯底部陶瓷垫采

37、用了 2层刚玉复合砖，陶瓷杯杯壁外的炉缸大墙采用了微孔炭砖。炉底采用水冷，水冷管在密 封板下。1080m3高炉于2008年12月8日开炉，开炉一年后在北铁口附近出现了炉壳开裂，煤气大量泄漏，而且炉壳开裂及漏煤气现象越来越严重。2011年6月13日，我们对炉壳开裂采取了 “定尺切挖，整体更换，高压灌浆”技术，快速、彻底地解决了炉缸炉壳大面积开裂、严重漏煤气的难题。炉壳开裂及前期处理过程2009年12月9 日,管工班长巡检时发现在北铁口附近的第4段第21组冷却壁炉壳处出现了长约 300mm的裂缝。2009年12月26日，高炉进行计划检修，由某安装公司负责对裂缝进行打坡口焊接，同时焊拉筋 处理。但运

38、行不到半个月时间，原位置又出现开裂。2010年3月26日及6月23日两次高炉计划检修，由外委施工队对炉皮开裂处进行打坡口补焊。但两次补焊仍然没有效果，均在半个月内再次开裂，而且开裂处有明显延长趋势，延长到1000mm左右。2010年9月19日高炉计划检修，由某安装公司再次开坡口、打拉筋补焊（裂缝大的位置未开坡口， 采用二氧化碳气体保护焊接），补焊时发现裂缝最宽处约25mm长约3000mm（见图1）。由于工作量太大,造成检修延时，共用时1881min。同时，由某施工队进行炉缸打浆处理，打入量约400Kg。钢甲纵焊缝1月29日，原焊缝2011年1月25日，高炉进行计划检修，当时未发现焊口开裂。高炉

39、送风生产后于 又一次开裂。2011年3月16日，因系统年修铁水罐周转困难，高炉进行检修，由凌钢下属建安公司负责处理炉缸炉壳开裂。对第 4段第21组冷却壁区域进行局部挖补（ 生产后此区域无煤气泄漏。在挖补施工过程中，发现第 部宽为45mm （原设计为30mm，内部砌体碳砖间竖缝为 外移。见图2、3、4。500mnX 700mm,并由鞍山某公司进行压力灌浆，4段第20、21组冷却壁间缝隙上部宽为50mm下15mm刚玉砖间竖缝为 45mm说明此处炉墙已向图2切挖前炉壳裂纹图3切挖后冷却壁间隙图4 切挖后刚玉砖竖缝2011年3月29日，10#风口大套下方第 4段冷却壁出水、第 5段冷却壁进水管根出现开

40、裂（见图 5）, 并逐渐延伸至挖补炉壳上沿。 4月末，裂缝沿挖补钢板右侧焊缝开裂（裂缝宽度约20mm,并延伸至第 4段冷却壁进水管根。图5管根横向裂纹2011年5月4日，10#风口大套密封罩冒火严重，上方第5段冷却壁第7880根出水管管根间出现横向裂缝。炉壳大面积开裂及有效处理过程3针对1080m高炉炉缸炉壳开裂问题，于5月11日上午，公司专门召开了专业会，并形成了有效的处理方案：采取“定尺切挖，整体更换，高压灌浆”技术，解决炉缸炉壳大面积开裂、严重漏煤气难题。经过充足的准备工作，于 2011年6月13日高炉计划检修，打水降料面至炉身下部（料线约12m）,开始实施此方案：2.1定尺切挖经现场观

41、察，所有炉壳开裂均在第4、5段第20、21组冷却壁范围之内。因此，按照图纸尺寸并结合现场炉壳变形实际情况，进行炉壳切挖。见图6、7。#图6第4段冷却壁切挖后情况图7第5段10大套左下角切挖后情况炉壳切挖分两部分进行： 第5段第20、21组冷却壁（10#风口大套处）为一部分（以下简称第一部分） 第4段第20、21组冷却壁（10#风口大套左下方）为一部分（以下简称第二部分）。将此切挖区域的冷却水管逐一断开，并联接临时水管，待整体更换完成后再进行恢复。切挖过程中，在原炉壳基础上直接切出坡口，然后，进行打磨处理。 2.2整体更换将第4段第20、21组及第5段第20、21组冷却壁在施工厂家按图纸要求提前

42、预制，将冷却壁与炉壳 制成一个整体，形成两大块整体预制件。冷却壁与炉壳之间不填充任何东西，整体预制件四周做好坡口， 消除应力后运到炉前现场。高炉休风后，由高炉工段负责将10#风口大套烧下来。然后，结合图纸尺寸及现场炉壳变形的实际情况，由某建筑安装公司负责先将第一部分炉壳进行整体切挖，同时，将与之联接的冷却壁水管接入临时水 管。第一部分炉壳整体切挖下来后，检查炉墙开裂情况，并将突出的炭砖打磨掉。然后，利用卷扬机、导 链等工具将整体预制件吊装到此位置，对严后进行二氧化碳气体保护焊接。焊接完成后，在所有焊缝上每 隔500mm旱接一个长300mm厚50mm的筋板。同时，对 10#风口大套保护罩重新制安

43、，并在上部、中部各 栽一根打浆管。接着，按同样的方案对第二部分炉壳进行整体更换。2.3高压灌浆在两大块整体预制件制备过程中，炉壳与冷却壁之间没有填充任何东西，加上生产过程中此区域炉壳 大面积开裂、漏煤气，炉缸砖衬已出现明显裂纹，因此，采用高压灌浆是解决炉壳漏煤气最有效的办法。2.3.1浆料选择根据高炉炉缸及风口区部位耐火材料的性能，灌浆用浆料必须具备以下基本性能：首先应具有良好的 流动性和压入施工性能，便于压入施工的顺利进行；其次，灌浆料的耐压强度、导热系数等应跟灌浆部位 耐材基本相似。凌钢 1080m3高炉炉缸耐火材料性能见表 1。表1 凌钢1O8om高炉微孔碳砖理化性能项目单位指标体积密度

44、g/cm3 1.65显气孔率% 45耐碱性U导热系数(室温)W/ (mk) 10(600 C) W/ ( mk 14铁水熔蚀指数% 20氧化率% 70固定碳% 70为此，炉缸部位选择碳质无水压浆料，风口区选择高铝质无水压浆料。高炉生产以后，浆料经过高温 烧结，能够有效消除炉缸耐材间气隙，提高其热导性，以确保炭砖与炉壳之间的良好接触，形成稳定的炭 砖前保护凝固层，提高炉缸冷却系统的冷却效果，减缓炉缸砖衬的侵蚀，同时对封堵煤气泄漏效果非常明 显，能够延长高炉寿命。232 准备工作在灌浆前，必须要做好充分的准备工作。首先，根据日常炉缸侧壁温度、铁口区域煤气泄漏情况及本 次整体炉壳更换部位等确定灌浆部

45、位；其次，确定灌浆孔的数量及具体位置。再次，确定灌浆过程控制及 安全措施。炉壳全部更换完成后，根据日常炉缸煤气泄漏情况及本次炉壳更换部位，在每两块冷却壁之间的竖缝 上及横缝上共开孔13个。2.3.3灌浆过程灌浆的基本步骤如下：浆料加热一灌浆孔清孔一灌浆孔蒸汽吹扫一设备预热一进行灌浆一记录数据一 收尾检查。浆料加热：碳质无水压浆料的温度对浆料在灌浆软管内的温降与流动性至关重要。提高浆料温度，能够降低灌浆过程中的阻力，加热温度不够，影响灌浆效果和灌浆速度。所以，碳质无水压浆料在压入前，必须经过34h的加温软化，使其温度保持80C，这样，浆料才能够有良好的流动性。灌浆孔清孔：在炉壳上开完孔后，使用专

46、用工具对灌浆孔进行由外到内清除孔道内的粘结物、杂 质，清孔深度直达砖衬。清孔前，必须穿戴好防护用品，选好站位，避开灌浆孔正面，随时监控煤气浓度。 当煤气浓度大于40ppm时，必须戴好空气呼吸器。灌浆孔蒸汽吹扫：选好站位，避开灌浆孔正面，通过蒸汽软管对灌浆孔进行蒸汽吹扫，对孔道进 行预热。设备预热：在清孔及蒸汽吹扫的同时，对灌浆设备及灌浆软管进行灌浆前的试运转，倒入已加热 达到温度要求的浆料，开启灌浆泵，通过浆料的循环运转，使灌浆软管及浆料得到进一步加热，确保浆料 的温度达到要求。进行灌浆：首先，采用碳质无水压浆料，对第4段第20、21组冷却壁区域进行灌浆，当第 4段与第5段横缝处灌浆孔冒浆后，

47、停止灌浆；其次，采用高铝质无水压浆料，对第5段第20、21组冷却壁区域进行灌浆，当顶部灌浆孔冒浆后，停止灌浆。灌浆时的压入顺序是由下至上，采用一层挨一层，一孔挨一孔循环压入的方法。灌浆时，由操作人员将灌浆管与灌浆孔阀门连接好并旋紧，先打开灌浆软管阀门，再打开灌浆孔阀门，确认无误后，远离灌浆孔区域。通知设备操作人员推动压浆操纵杆稳定前进，灌浆过程中，要重点做好以 下两方面监控：压力稳慢上升且压力即将 6.0Mpa时，停止灌浆(最高压力峰值曾达到了8.0Mpa),否则，压力太高有可能会顶坏炉缸内砖衬。本次灌浆在炉缸第4段与风口第5段区域内各灌入约1500kg。灌浆中要密切监控各灌浆孔、铁口周围及风

48、口区域，如发现有浆料溢出或喷出应立即停止灌浆。记录数据：在灌浆过程中，对每个孔灌入浆料的数量、压力值及其变化、灌浆时间、灌浆孔编号 等都要记录在案，以便为下一次灌浆提供依据。收尾检查：灌浆结束后，检查灌浆区域内每一个灌浆孔的阀门，确保全部关严；对现场记录的数 据进行整理、备案；总结本次灌浆过程中的优点和缺点，优点保留，缺点改进；对灌浆现场进行清理，但要保证现场设备、设施能够随时具备打浆条件。炉壳开裂处理效果由于本次炉缸开裂处理方案得当，高炉总共休风110小时。高炉送风后不到两天炉况就恢复了正常水平。高炉正常生产后，通过现场观察及用煤气火点燃试验，除第4段第21组冷却壁顶部横缝处约有 400mm

49、长微漏煤气外，其他区域已完全封堵严密。此区域炉缸水温差、炉皮温度已呈明显下降趋势。见图8、9。叫貝 H if Mp-呻 nN-MfrMWr 駕 E Iij. i口图8第4段第20组炉壳温度曲线图9第20组1-4层水温差曲线注：6月13日4:50至6月17日19:00计划检修，6月27日在线打浆。针对第4段第21组冷却壁顶部横缝微漏煤气现象，于6月27日，在保证安全的前提下，对其附近灌浆孔进行了清孔、二次在线灌浆，灌浆量约450kg。目前，此区域已完全被封堵严密，通过这两次的有效处理，彻底解决了炉壳大面积开裂、煤气严重泄 漏的难题。结语采取“定尺切挖，整体更换，高压灌浆”技术，能够快速、彻底地解

50、决炉缸炉壳大面积开裂、严 重漏煤气的难题，对延长高炉寿命起到了积极作用。针对炉缸炉壳开裂，实施整体更换以后，炉皮温度、水温差、热流强度等控制参数均有所下降， 有利于高炉长寿。本次炉缸炉壳灌浆压力基本在4.06.0Mpa，最高峰值曾达到了 8.0Mpa以上，从目前高炉生产状况看，安全上没有问题。二次灌浆是在高炉正常生产情况下进行的，说明高炉炉壳在线灌浆是可行的，可以将炉壳在线灌 浆技术纳入标化化作业范畴。本次炉缸炉壳整体更换面积为4块冷却壁大小，高炉打水降料面至炉身下部(料线约12m)，在更换过程中没有发生问题。如果整体更换面积不超过4块冷却壁，可考虑不进行打水降料面高炉的操作炉型的维护何友国

51、聂宝珠 解永刚 孟建国(唐山钢铁股份有限公司)【摘 要】对唐钢1#高炉的操作炉型维护进行了经验总结。分析了操作炉型失常的原因，通过调节上下部制度、加强原燃 料管理、精心操作，维护了合理的操作炉型，使生产指标进一步得到了提高。【关键词】操作炉型上下部制度原燃料概述唐钢1#高炉于2005年将原有的1260M高炉进行扩容大修为2000m?，在当年2月28日投产。采用并列料罐、 无料钟炉顶、软水密闭循环冷却、铜冷却壁、薄炉衬、风口成像、炉顶红外线成像仪等新技术。炉腰和炉 身下部(6、7段)采用铜冷却壁，在炉腹、炉腰、炉身分别装有测温热电偶，每层4根，用以监测炉衬温度。投产后一段时间，为了提高冶炼强度，

52、降低综合焦比和生产成本。在2006年下半年对部分制度进行了调整， 但效果并不是很理想，炉腰和炉身下部经常结厚，操作炉型改变，料尺偏行，造成多次炉况失常，损失重 大。为避免炉墙粘结，于 2008年年修之后对下部送风制度和上部装料制度重新进行了调整，通过控制适宜 的边缘煤气流，并重点对炉腹、炉腰、炉身的炉衬温度进行监控，将其稳定在合理的范围内，从而使高炉 操作炉型稳定在与冶炼条件相适应的合理范围内，避免了炉墙结厚以及由此引起的炉况失常事故，取得了 很好的经济效益。唐钢1#高炉操作炉型失常的原因分析及处理方法高炉炼铁必须要维护合理操作炉型。在高炉强化冶炼时更应注意稳定高炉冶炼进程，稳中求进，才能 取得良好的技术经济效益。真正达到优质、高产、低耗、长寿的目标。唐钢1#高炉为了达到此目的，针对操作炉型失常的原因进行了分析，并对应进行了调整。具体分析见以下几点： 2.1下部送风制度和上部装料制度唐钢1#高炉在2007年7月以前，料制上想通过抑制边缘气流，改善煤气利用率，降低综合焦比。但是边 缘气流偏弱后，在炉温波动较大时，尤其低炉温时(Si 1.0 C),冷却壁22米温度也大幅下行。此时已接近粘接的边缘，如果不及时处理，就可能继续恶化造成 炉墙结厚。因此就向上控制焦比，做炉温。当炉温上来时，渣