高炉内对碱金属的影响

高炉内对碱金属的影响

随着现代大高炉煤比的增加和焦碳负荷的提高，将焦碳作为高路桥材料的骨架越来越重要。在加剧焦碳中碱化的许多因素中，循环一体化的碱金属氧化物对焦碳的破坏尤为突出。根据高粱的解剖，焦碳是碱性金属矿的主要支撑。在碱性金属矿严重的地区，碱金属的含量达到原含量的40倍左右。为了研究碱金属氧化物对燃烧的影响，前人将还原碳酸钠溶液（碱性法）或在精制过程中添加碱金属氧化物（碱性法），并对100或更高温度下进行了烧焦反应试验。结果表明，碳酸钾和碳酸钠对金陵反应具有类似的催化作用。碱性金属管的入炉也采用钾和钠的总量作为控制基准。然而，根据路桥碱金属的循环富化研究，表明碱金属氧化物主要存在于路桥中上部，而路桥底部开始分解。也就是说，根据路桥的研究，碱金属氧化物的强化部分和以下颗粒的含碳量是碱金属氧化物的主要存在形式，而该区域的钾含量也在下降。为了明确碱金属氧化物对路桥叶片的影响，调查了严重的软熔带中碱金属氧化物的存在。在这种情况下，我们需要确定什么样的方法来确定碱金属氧化物的入炉上限。然而，为了控制碱金属氧化物的破坏，路桥车间应限制入炉的碱金属盐酸盐的消耗。然而，尽管锆和钠在金属矿层的结合部分和影响尚未确定，因此，有必要根据自己的精炼实践和经验，制定钾和钠的入炉上限。然而，尽管出于不同的研究原因，我们无法根据输入碱性金属盐酸盐的负荷来判断其破坏程度，但大多数公司都只能根据自己的精炼实践和经验来制定入炉的碱性金属盐酸盐的提取阈值。根据研究，国内外不同企业制定的碱包开采条件差异很大，从2.5kg到12kg不等。根据研究，国内外不同企业制定的碱包开采条件的具体上限为2.5kg，这意味着我国不同企业的原料条件发生了变化。根据研究，我国各类碱金属丝的提取量和质量分析的参数变化，以及制定具体的高炉碱金属丝的。1碱金属硅系炉腹炉腹中碱金属硅的形成机理以某生产中大型高炉为研究对象,对高炉内不同区域碱金属存在形式进行热力学计算分析.首先对该高炉的原燃料进行化学分析,得到入炉碱金属主要存在于煤粉、烧结矿和焦炭中.入炉氧化钾负荷为每吨铁2.864kg,氧化钠为4.62kg.通过矿相分析可知碱金属在高炉原燃料中主要以云母、长石等复杂硅酸盐及硅铝酸盐形式存在,这些含碱矿物入炉后在高温区间熔融后最终以碱金属硅酸盐形式被还原,因此在对入炉碱金属的存在形式进行热力学计算时,依据化学分析结果折算为每吨铁入炉的硅酸钾为4.692kg、硅酸钠为9.091kg.考虑到高炉正常连续生产时高度方向上不同横截面通过的物质总量基本是不变的,只是其成分和组成发生变化,依据单位时间(1min)内入炉的碱金属硅酸盐量,结合该高炉利用系数、焦比、煤比、风量、湿度、富氧率、风压、顶压、炉顶煤气成分和炉体静压,得出高炉炉缸、炉腹、炉腰和炉身不同工作区域的温度、压强、煤气量和主要气体成分如表1所示,其中碱金属形成的气体或消耗的N2在总体积中所占的比例很小,因此对单位时间内的总煤气量和CO、CO2的体积分数的影响基本可以忽略.依据表中数据和碱金属反应的相关热力学参数,对碱金属可能发生的反应计算其ΔG或者反应平衡时的气体分压来判断反应是否能够发生.碱金属以硅酸盐形式进入高炉后,由于其热力学氧位势比FeO低,在软熔带以下初渣中只有FeO基本被还原完毕碱金属硅酸盐才能较多地被C还原,如式(1)~(2)所示,温度越高碱金属硅酸盐越容易被还原.经计算可知1300~1600℃时反应生成的钾蒸气平衡分压为12000~74000Pa、钠蒸气平衡分压为7000~48000Pa,而入炉碱金属全部被还原后钾蒸气的初始分压仅为390Pa、钠蒸气的仅为440Pa,可见从热力学角度碱金属硅酸盐自软熔带以下就开始被还原,但随着体系内碱蒸气分压提高硅酸盐被还原的温度也逐渐提高即反应开始的区域越来越靠近炉缸,从动力学角度也只有当碱金属硅酸盐成为熔融的炉渣后才和焦炭有充分的接触,在炉腹炉缸部位反应的动力学条件才明显改善.在高炉炉腹及炉缸部位由于环境温度远远超过了碱金属的沸点,因此生成的单质碱金属以蒸气形式随煤气流一起上升,在上升的过程中可能和FeO及SiO2按式(3)~(4)重新生成硅酸盐.通过热力学计算可知1100~1500℃时反应所需的钾蒸气平衡分压为9000~28000Pa、钠蒸气的平衡分压为6000~25000Pa,是体系中初始碱蒸气分压的10倍以上,且温度越低反应越容易发生,因此只有在碱蒸气形成富集后才在炉腰部位生成硅酸盐,生成的硅酸盐在下降到炉缸后再次被还原成碱蒸气,碱蒸气上升到炉腰部位又部分形成碱金属硅酸盐,即形成了碱金属硅酸盐和碱蒸气在炉腰至炉缸的小循环.碱蒸气在炉腹炉缸区域,还可能按式(5)~(6)生成氰化物.通过热力学计算可知:当温度低于氰化物的沸点(KCN沸点1625℃,NaCN为1530℃)时,在1100~1500℃生成液态氰化物所需的钾蒸气平衡分压为47000~114000Pa、钠蒸气平衡分压为38000~87000Pa,远大于体系中的碱蒸气分压,因此反应很难进行;只有在温度高于氰化物的沸点后才可以生成气态的氰化物,即在炉腹和炉缸区域,碱金属大部分仍以单质蒸气形式存在,小部分以氰化物蒸气的形式存在.在携带少量碱金属氰化物的单质碱金属蒸气继续上升的过程中,在炉腹炉腰区域还可能按式(7)~(8)生成碱金属氧化物.但是,通过热力学计算可知在900~1500℃范围内,反应发生所需的单质钾蒸气平衡分压为108000~594000Pa、钠蒸气平衡分压为44000~338000Pa,是体系中初始碱蒸气分压的100倍以上,说明在高炉大于900℃的炉身下部及炉腹炉腰区域很难生成碱金属氧化物.在软熔带上部体系中CO2开始增多后,碱金属单质蒸气和少量的氰化物还可能发生如式(9)~(12)的反应.通过热力学计算可知:对碱金属单质来说在1100~1500℃时生成碳酸盐所需的钾蒸气平衡分压为28000~125000Pa、钠蒸气平衡分压为16000~44000Pa,是体系中初始碱蒸气分压的36~320倍,可见在炉身下部、炉腰炉腹的高温区域难以生成碱金属碳酸盐;对碱金属氰化物来说也只有在1100℃以下才能被氧化成碳酸盐,即碱金属碳酸盐的形成主要集中在高炉炉身的中上部.在炉身中上部形成的碱金属碳酸盐沉积在炉料上以后,随着炉料的下降温度逐渐升高,在升温过程中还可能被焦炭或CO还原重新生成碱金属单质,如反应(13)~(16)所示.经计算可知当体系温度超过碱金属沸点时都可以被还原出单质碱蒸气,且温度越高碱金属碳酸盐越容易被还原.当温度达到1000℃时,生成碱金属蒸气的平衡分压达20000Pa以上,是初始碱金属分压的40倍以上,因此从热力学角度上讲碱金属碳酸盐下降到软熔带前可以全部被还原生成碱金属单质蒸气.通过碱金属碳酸盐的生成和还原反应计算,可知碱金属碳酸盐在高炉炉身形成了循环富集,但在炉身下部、炉腰炉腹的高温区域,碱金属最主要的存在形式仍然是单质蒸气,高炉解剖也发现碱金属碳酸盐主要存在于炉身中上部.式(14)反应自由能和温度为非线性函数,但900℃后基本和K2CO3相同.依据上述热力学计算分析绘制出碱金属在高炉不同区域的存在形式和循环,如图1所示,可见在炉缸区域主要以硅酸盐形式存在,炉腹炉腰及炉身下部主要以单质蒸气形式存在,炉身中上部主要以碳酸盐形式存在,以往将碱金属碳酸盐或氧化物富集在焦炭上再进行气化反应测试可反映碱金属在炉身中部对焦炭劣化的影响,但是在大于900℃的炉身下部及炉腰炉腹区域,碱金属主要以单质蒸气而非碳酸盐或氧化物形式存在,国内外高炉调研均发现在软熔带区域碱金属富集量才急剧增加并达到最大,而碱金属碳酸盐在温度高于900℃后就已经分解,不会造成温度越高碱金属富集量越多的现象,碱蒸气在高温下才更多地以化学吸附的形式富集于炉料上.此外,高炉取样分析也发现软熔带区域基本是碱金属的氧化物,而氧化物在此区域的强还原气氛下是很难存在的,可能主要是碱单质吸附于炉料并在取样后被氧化的结果.可见设计高温下钾、钠单质蒸气在焦炭上的吸附实验和碱蒸气存在时的焦炭气化反应实验,对明确碱金属富集区域钾、钠在焦炭上的吸附和对焦炭劣化的不同影响具有更实际的意义.2气固体系或焦炭的质量比对焦炭碱金属富集的影响为了模拟高炉碱金属富集区域碱金属单质蒸气在焦炭上的吸附和对焦炭的破坏,首先应明确合理的碱金属添加方式和含量.实际高炉中碱蒸气上升至软熔带时穿过焦窗并被吸附,因此实验前碱金属应和焦炭分离而不是提前混合在一起,以检验焦炭对于钾、钠蒸气的不同吸附效果;高炉中焦炭上碱金属的吸附量是不均匀的,也是不确定的,人为地在焦炭中添加已知比例的碱金属和高炉实际仍存在差别,而入炉的吨铁碱金属负荷和焦比是确定的,因此实验时可依据碱负荷和焦比确定实验时气固体系中碱金属蒸气与焦炭的质量比例.为模拟测试富集后的碱金属蒸气在焦炭上的吸附和对焦炭的破坏,依据某实际高炉的碱负荷和焦比、国内外高炉调研及风口焦取样得到的碱金属富集率,折算出气固体系或焦炭中的碱金属的质量分数,虽然原始入炉碱金属除以焦炭的质量比仅为1%左右,但经过在炉内的循环,富集气固体系中碱金属的质量分数可高达原始的3~8倍,即碱金属与焦炭的质量比可高达3%~8%.同时,高炉风口焦取样发现焦炭中碱金属的质量分数可高达5%以上,且风口焦中的碱金属含量还低于软熔带中的碱金属含量,因此为了模拟研究碱金属富集区域,可将气固体系中碱蒸气和焦炭的质量比设定为5%.以高炉用不同时期的实际焦炭为实验焦样,分别进行了多组1300℃无CO2条件(模拟软熔带下部)和1100℃有CO2条件(模拟软熔带上部)下等量钾、钠蒸气对焦炭劣化影响的热态实验.2.1实验方法与焦炭的分离效果考虑到此实验是为了模拟炉腹区域碱金属蒸气在上升过程中和焦炭相遇以测试焦炭对钾、钠的不同吸附能力,实验温度设定在1300℃且煤气中基本不含CO2,采用如下操作步骤:将过量的活性炭粉和定量的碱金属碳酸盐粉末(产生等量的10g钾、钠单质)混合后装入小刚玉坩埚,将小刚玉坩埚放置在耐高温反应管的底部(高铝球的上部),在小坩埚上放置多孔透气刚玉垫圈,垫圈上方放置三根50mm高的耐高温刚玉支管,在刚玉支管上方再放置透气垫圈,垫圈上盛放200g粒径为21~25mm的焦炭.样品放置好后,将反应管封住并且用锡箔纸将其各个缝隙密封,只让其进气口和出气口畅通,并与气体发生装置连接.在升温加热前,向反应管中通入高纯氮气(氧气的体积分数<3×10-6)以排除管内的空气和CO2,用气体分析仪检测当O2和CO2含量基本为零时开始升温,并始终通入高纯保护氮气,升温至1300℃后恒温2h(实验结束后碳酸钾和碳酸钠已完全反应生成碱金属蒸气),此后在氮气的保护下逐渐冷却至室温,再对吸附碱蒸气后的焦炭进行观测分析.通过原子吸收光谱分析可知,吸附钾的焦炭中平均钾元素质量分数达到了3.95%,而吸附钠的焦炭中平均钠元素仅为0.095%,即高温下钾蒸气更容易在焦炭上吸附.此外,在不存在CO2的1300℃高温条件下,发现钾、钠蒸气对焦炭劣化的影响差别也很大,吸附钠蒸气后的焦炭虽然表面颜色发生变化,但粉化率(粒径小于10mm的焦炭的比例)为0,而吸附钾蒸气后的焦炭发生了严重的粉化,焦炭粉化率达到了21.31%,可见即使焦炭不发生气化反应,但在1300℃的高温下遇到钾蒸气时也将发生严重的粉化,这也在一定程度上解释了高炉风口焦取样发现焦炭粉化率比标准焦炭反应性测试结果严重得多,风口焦中的钾含量均大于钠含量,粉焦比和钾含量基本呈正相关.2.2焦炭的反应性实验在高炉炉腰及炉身下部,随着煤气中CO2含量的增加焦炭将发生气化反应,如前分析可知,此区域中碱金属仍主要以单质蒸气的形式存在,因此设计了1100℃下同时存在碱蒸气和CO2条件下的实验.考虑到由碱金属碳酸盐制备单质所需的反应温度较高,选择的实验方法为将盛有等量碱金属单质(浸泡在煤油中防止被氧化,升温过程中煤油在400℃以内即全部蒸发,且经过测试挥发的煤油对焦炭的高温强度无影响)的小刚玉坩埚放在反应管底部,利用刚玉支管垫起一定高度后,在透气垫圈上再放置实验焦样,炉子采用分段硅钼棒升温控制,保证下部温度达900℃时上部焦样温度控制在1100℃,同样在将反应管密闭后,先通入高纯氮气排除反应管中的空气,再逐渐升温至1100℃,温度稳定后按焦炭反应性实验标准通入5L·min-1的CO2气体,恒温反应2h,实验结束后在氮气保护下直至冷却至室温,再进行称量和转鼓筛分,得到焦炭的反应性(CRI)和反应后强度(CSR).按照上述实验方法,分别进行了1100℃下等量(碱蒸气质量是焦炭质量的5%)钾蒸气和钠蒸气存在时焦炭的反应性实验各三组,三组平行实验的平均结果如表2所示.可见钾、钠蒸气存在的条件下都起到了催化焦炭气化反应的作用,但钾蒸气的催化效果更为明显,吸附钾的焦炭CRI由原始的20.60%升高至72.67%、CSR由原始的71.6%降低至22.5%,而吸附钠的焦炭CRI升高至30.24%,CSR降低至62%.可见在高炉炉腰及炉身下部气化反应进行的区域,在体系中钾、钠单质蒸气量相同的情况下,钾对焦炭的破坏作用和催化气化反应的能力明显要大于钠,这是已有的研究所未关注的.2.3不同时焦炭的表征生产中高炉碱金属在焦炭上的富集量难以确定,而入炉碱负荷和焦炭量的质量比是已知的,因此以整个气固体系中单质碱蒸气和焦炭的质量比为调整依据进行气化反应测试,可量化地评价碱量对焦炭劣化的影响.由于钾蒸气在焦炭上吸附能力更强且对焦炭破坏作用更大,继续研究体系中钾蒸气量不同时焦炭反应性和反应后强度变化.按照上述实验步骤,对应200g焦炭(该高炉用另一批焦炭)体系中单质钾蒸气的质量分别为0g(0%)、6g(3%)、10g(5%)和16g(8%),测得1100℃下焦炭的CRI和CSR,如图2所示.可见当体系中钾蒸气质量比达到3%时焦炭的CRI由24.67%增加到35.05%,从3%增加到5%时CRI猛增至68.18%,从5%增加到8%后CRI略微降低至64.7%,而焦炭的CSR随着钾蒸气量的变化呈相反的趋势,这说明在体系中钾蒸气量小于3%时焦炭劣化加剧程度较轻,而当钾蒸气量超过3%后焦炭劣化明显加剧,到5%后劣化已基本达到最严重的程度.此后又对另一钢铁企业所用的焦炭进行上述测试,发现虽然钾蒸气量达到5%后不同种类的焦炭CRI最大值略有不同,但基本都呈现出类似的规律,即钾蒸气量超过3%后焦炭CRI陡升,超过5%后CRI变化较小.3x-射线衍射分析通过上述实验研究可知,模拟高炉碱金属富集区域条件下钾在焦炭上的吸附和对焦炭劣化的影响程度远远大于钠.为了明确此原因,分别对原始焦炭和上述实验后的焦炭进行了X射线衍射(XRD)及扫描电镜-能谱(SEM-EDS)分析.3.1网状颗粒的能谱分析通过对原始焦炭和钾、钠吸附实验后的焦炭进行扫描电镜分析比较,可知原始焦炭的微观形貌主要以气孔和片层结构为主.对于吸附钠的焦炭来说,其扫描电镜下的微观形貌如图3(a)所示.可见只在焦炭的表面形成了少量的小颗粒,在焦炭的片层结构间基本无颗粒的生成,也未发现明显的纵深裂纹.对小颗粒进行能谱分析可知主要以Si、Al、O为主,个别小颗粒含少量的Na,这也和吸附实验后对焦炭进行吸光度测试发现平均钠含量远小于钾含量相符合.吸附钾的焦炭微观结构发生了明显的改变,如图3(b)所示.在焦炭的表面及片层之间生长了很多的颗粒,尤其是片层间颗粒大量聚集,且造成了纵深的裂纹.进一步放大观测可见颗粒主要以小球状存在;对不同位置的小球状颗粒进行能谱分析,可知小球的主要元素组成均为K、Al、Si和O,如图4(a)所示;按能谱分析的原子数目比可知形成了近似为K2O·Al2O3·(SiO2)2(钾霞石)或K2O·Al2O3·(SiO2)4(白榴石)的化合物;进一步通过X射线衍射分析,如图4(b)所示,可以确定小球状颗粒为钾霞石.通过上述的微观观测和能谱分析,推测钾、钠在焦炭上的吸附和对焦炭破坏的过程如图5所示.随温度升高,由于焦炭基质中各向异性结构间膨胀和收缩的不同及焦炭中灰分和多孔体膨胀系数的不同,焦炭中热应力逐渐增大,产生了微观龟裂,使碱蒸气更易于渗入.在碱蒸气渗入后,对于单质钠来说由于基本不和焦炭中物质发生反应,主要以表面吸附的形式少量存在于焦炭上,虽然有文献报道钠可能在焦炭中形成塞入式化合物NaC8导致焦炭破裂,但是通过此实验未发现NaC8生成,吸附钠的焦炭也无明显的宏观裂纹,且没有造成焦炭的粉化.对于单质钾来说,在和CO一起渗入焦炭后将和焦炭灰分中的Al2O3和SiO2(二者是焦炭灰分中的主要组成部分,约占灰分质量的80%)反应生成钾霞石,此类化合物的形成将导致体积膨胀50%,使得焦炭出现微裂纹,并加剧钾蒸气更多地扩散进焦炭和焦炭中的灰分,形成更多的化合物,这些化合物的累积继续导致微裂纹的产生并形成纵深的裂纹.如此循环导致钾的吸附量明显高于钠,并最终使焦炭在不存在CO2时也发生严重的粉化.日本试验高炉中发现的不同区域内焦炭灰分中钾钠含量的变化规律也很好地验证了本文的分析,如图6所示,在该高炉温度小于1000℃以内的炉身区域,钾、钠在焦炭灰分中的富集量基本相等并随炉料的下降而增加,这说明碱金属碳酸盐在炉身中上部的循环富集使得焦炭中钾、钠含量升高,而在1000℃以上的高温区域,由于高温煤气只能从焦窗中通过且焦炭在高温下形成的微观龟裂增多,所以随着温度的升高焦炭中的钾钠蒸气在高压下能够更多地进入焦炭的气孔,导致焦炭中钾、钠含量都在增加,但焦炭中钾的富集量在1000℃以后开始明显大于钠的富集量,本文提出的推论可以很好地解释此现象.可见在高炉冶炼时选择低灰分的焦炭和降低软熔带厚度对减少碱金属的危害是比较有利的.3.2合物催化理论钾、钠都对焦炭气化反应起到了催化作用,催化作用机理包括电子迁移理论(催化剂分子为碱金属碳酸盐)、氧迁移理论(碱金属单质与吸附氧的结合,降低了反应活化能,增加了活性中心)和层间化合物(KCx,NaCx)催化理论,本实验中无碱金属碳酸盐也未发现层间化合物,说明催化机理应属于氧迁移催化理论.在体系中等量的钾、钠蒸气存在时,钾对焦炭破坏比钠更为严重的原因包括:(1)钾在焦炭上的吸附量和扩散程度明显大于钠,催化点的增多和催化面积的扩大都会加强催化效果;(2)钾和焦炭中灰分结合后形成钾霞石体积膨胀导致焦炭中微裂纹增多,使得CO2更容易进入焦炭内部加剧气化反应.可见在高炉碱金属富集严重的区域,钾、钠对焦炭破坏作用的不同需引起冶金工作者的重视,高炉操作时要明确区分入炉钾负荷和钠负荷,尤其是严格控制入炉钾负荷.3.3焦炭微观形貌的影响通过本文2.3的实验可知,当体系中钾蒸气超过3%后,焦炭气化反应明显加剧,这是由于随着体系中钾蒸气量的增加,焦炭中吸收的化学结合态碱也明显增多,对焦炭气化反应的催化作用增强,并且随着钾霞石的生成焦炭裂纹扩展气体通道增加,也使得CO2更容易扩散和反应.图7是体系中钾蒸气量为3%和5%时反应后焦炭微观形貌的比较,可见后者比前者形成了更多的气孔.当体系中钾超过5%后,焦炭的气化反应基本不再加剧,到8%时CRI反而略有降低.这可能一方面是由于随着反应速率的增加,生成的CO量越来越多,CO不能及时地从焦炭的气孔扩散出去,焦炭及气孔表面被大量的CO覆盖,增加了CO2的扩散阻力,从而使得反应性增加的趋势减缓;另一方面通过化学分析可知本实验用焦炭灰分的平均质量分数为12.6%,灰分中Al2O3的平均质量分数为34%,SiO2为46%,则200g焦样中形成最大量的钾霞石所需吸附到焦炭中的单质钾为6.552g,本实验钾蒸气量超过5%(气固体系中钾单质10g,吸附到焦炭上的质量小于10g)后焦炭CRI基本不再增加,也可能是由于已形成了最大量的钾霞石.此外,通过对多家钢铁企业用焦炭灰分组成的调研,可知焦炭灰分中Al的物质的量一般都小于Si的物质的量,因此从减少钾霞石(KAlSiO4)生成的角度来说,降低灰分和灰分中的Al2O3含量是提高焦炭抗碱性的关键.3.4入炉上限值的确定目前高炉现场在控制碱金属入炉方面存在两个问题:一是不区分控制钾、钠的入炉量;二是缺乏制定其入炉上限的量化依据和方法.通过本文的研究,可知在高炉碱金属富集区域钾、钠在焦炭上的吸附量及破坏性存在很大差别,因此亟须区分控制钾、钠入炉量.量化地制定碱金属入炉上限的关键是能够明确入炉碱金属负荷对高炉冶炼的危害程度.首先,软熔带是高炉内透气性最差、碱金属富集最严重的区域,在此区域焦炭是最主要的碱金属富集载体和破坏对象;其次,在高炉运行中钾、钠在焦炭上的吸附量是未知的也是不均匀的,而入炉焦比和碱金属负荷的量化关系是已知的;再次,气固体系中碱金属蒸气量的变化对焦炭劣化的影响是有规律的.综合以上因素,在制定入炉碱负荷上限时,以碱金属蒸气对焦炭的破坏作用为主要出发点,以焦炭气化反应明显加剧时的钾、钠蒸气和焦炭的质量比为依据,结合钾、钠最大富集量计算,来制定钾、钠不同的入炉上限值.(1)依据入炉钾、钠负荷,炉渣排钾、钠的比例,炉尘排钾、钠的比例等高炉已知参数和可检测结果得出炉内碱金属富集率和最大富集量,其中钾、钠最大富集量可扩展Yang等提出的公式求得:式中:QK0、Q0Na为吨铁入炉钾、钠负荷,kg;αK、αNa为炉渣中钾、钠被还原气化的比例;βK、βNa为煤气中钾、钠被炉料吸收的比例.考虑到化学分析结果一般是碱金属氧化物的量,上式中的碱金属均按氧化物量计算.(2)针对具体高炉用焦炭,进行高温下钾、钠蒸气存在时的气化反应测试,得出焦炭劣化明显加剧时对应的气固体系中钾、钠单质蒸气和焦炭的质量比.通过本文的研究该值可取3%.(3)当炉内钾、钠最大富集量除以入炉焦比等于或大于步骤(2)中测得的比例时,将造成焦炭严重劣化,恶化软熔带和炉缸料柱的透气性、透液性,破坏高炉的顺行高产.因此,通过入炉钾、钠负荷,焦比,以及炉渣和炉尘排钾、钠率,可推出每吨铁入炉碱金属上限值的计算公式如下:式中:MK为入炉钾负荷上限,kg;MNa为入炉钠负荷上限,kg;MK+Na为入炉碱金属总负荷上限,kg;CR为焦比,kg;VK为碳溶反应明显加剧时钾的质量分数;VNa为碳溶反应明显加剧时钠的质量分数.基于钾对高炉焦炭的破坏作用更强,上述三种上限值的重要性顺序为:MK>MK+Na>MNa.由文中提出的碱负荷上限计算公式和已有的炉渣排碱率研究可知,当炉渣温度提高、炉渣碱度增加、渣量降低、渣滞留率增大、软熔带厚度增加、料柱透气透液性恶化、焦比降低、焦炭灰分增加以及焦炭气孔率增大时,碱负荷的允许上限值都会下降,即高炉抵抗碱金属