CN106755672A - 监测高炉炉缸活性的炉缸工作活跃指数量化方法 - Google Patents

Abstract

本发明属于炼钢高炉炉缸活性监测方法技术领域，特别提供了一种监测高炉炉缸活性的炉缸工作活跃指数量化方法。利用炉芯死料柱温度代替炉缸炉底各层中心热电偶温度均值，由于炉芯死料柱温度能够直接反映死焦堆的温度状态及其变化，从而可以在最短的时间内反映出死焦堆的渗透能力的变化。本发明完全克服了传统模型计算结果滞后、失真的缺点，为实现多角度、全方面的监测炉缸活性状态提供更多的判断依据。

Description

监测高炉炉缸活性的炉缸工作活跃指数量化方法

技术领域

本发明属于炼钢高炉炉缸活性监测方法技术领域，特别提供了一种监测高炉炉缸活性的炉缸工作活跃指数量化方法。

背景技术

现代钢铁企业的管理者和生产者总是全力维护高炉生产的长期稳定顺行，以获取钢铁企业的最大效益。而炉缸活性犹如高炉生产的“心脏”，一般维持着整个高炉生产的健康发展，一旦炉缸活性出现问题，破坏高炉稳定顺行，那么带来的损失是非常巨大的。就目前而言，炉缸活性的量化监测已经成为高炉生产的热点、重点和难点，如何实现对炉缸活性的量化计算，怎样实现对炉缸活性的在线监测，如何在最短的时间内准确的发现炉缸活性的异常变化，从而在最短的时间内恢复炉缸活性，是行业内亟待解决的问题，其根本目的就是要维护高炉生产的长期稳定顺行，确保没有高炉炉缸堆积等恶性生产事故的发生，从而避免造成巨大的经济损失，为降本增效保驾护航。

众所周知，中国钢铁行业自2012年第1季度出现21世纪首次全行业亏损后，全面进入微利甚至局部亏损的局面。中国钢铁行业正面临着“三低一高”的“新常态”，即“低增长、低价格、低效益、高压力”。面对这种前所未有的“新常态”，中国钢铁行业只有通过不断转型升级和创新发展，才能找到未来的出路。炼铁作为钢铁行业的重要组成部分，占据着钢铁生产总成本的70％以上，肩负着整个行业节能减排、降本增效的重任。如何以新挑战为契机，实现炼铁技术的转型升级、创新发展，是解决钢铁行业困境的重要战略措施之一。

本钢板材炼铁厂自建厂以来，在降本增效方面做出了很多努力，尤其是东北最大的本钢新1号高炉(4747m3)，在一段时间内实现日产过万，燃料比500kg/t以下，焦比320kg/t以下的本钢炼铁历史最好指标。但是，由于受到原燃料条件、大高炉操作理念等因素的制约，炼铁厂在长期维持且进一步降本增效方面遇到了瓶颈，尤其是面对整个钢铁行业步入“寒冬期”的现状，降本增效成为当务之急，而转型升级、创新发展更是迫在眉睫。

从根本上说，高炉炼铁的降本增效就是要以高炉生产稳定顺行为基础，以降低燃料消耗为目标。若高炉生产炉况失常，不仅不能降低成本，还会带来巨大的损失。近些年来，我国相继投产了多座大型高炉，由于对大型高炉的操作理念还处于探索阶段，许多高炉投产后不久便出现了炉缸活性失常的恶性事故，造成直接经济损失达上百亿元人民币。因此，我们不禁要问，究竟什么是炉缸活性，如何正确理解炉缸活性问题，炉缸活性与哪些因素有关系，如何实现炉缸活性的量化监测，发现炉缸活性失常应如何恢复，如何提出适应不同高炉的炉缸活性量化标准，炉缸活性问题已经成为当前高炉炼铁的焦点。

本钢板材炼铁厂新1号高炉在2010年发生过严重的炉缸活性失常事故，恢复炉况用时近一年，造成了巨大的经济损失，因此，实现对炉缸活性的量化监测早已成为新1号高炉生产急需的必要措施。

近些年来，国内一些高校和企业加大了对炉缸活性的研究，提出了一些计算炉缸活性的模型，例如炉缸活跃性指数模型和炉缸工作活跃指数模型。虽然这些模型可以计算出炉缸活性状态，但总结起来，还存在以下几点问题：

(1)计算结果滞后。炉缸活跃性指数模型是利用炉缸炉底各层中心热电偶温度均值与炉缸侧壁各层热电偶温度均值的比值。而用炉缸炉底各层中心热电偶的温度均值来反映炉缸中心死焦堆的渗透能力是间接的，当该温度出现明显降低时，就已经表明这时的死焦堆的渗透能力处于崩溃的状态，炉缸已经失去活性，未能达到尽早发现炉缸活性失常的目的。

(2)计算结果失真。炉缸工作活跃指数模型在高炉炉况正常时，可以很好的描述高炉炉缸活性；但是，在炉缸活跃性失常时，该模型的计算结果与实际情况是严重不符的，呈现相反的结果，不能真实反应炉缸活性状态。

(3)单一模型在生产中难发挥作用。实践表明，影响炉缸活性的因素多且复杂，仅凭借一种模型的计算结果判断炉缸活性，显然是片面的。需要将多种模型进行整合，充分发挥出每个模型的作用，形成多种同时存在的依据或特征，从而综合判断出炉缸活性的真实情况。

发明内容

为了解决上述技术问题，本发明提供了一种监测高炉炉缸活性的炉缸工作活跃指数量化方法，完全克服了传统模型计算结果滞后、失真的缺点，为实现多角度、全方面的监测炉缸活性状态提供更多的判断依据。

本发明是这样实现的，一种监测高炉炉缸活性的炉缸工作活跃指数量化方法，所述炉缸工作活跃指数HWA的计算方法如式(1)、式(2)、式(3)和式(4)所示：

式中，DMT为炉芯死料柱温度，T_c为炉缸侧壁各层热电偶温度均值；

式中，T_f为理论燃烧温度，V_bosh为炉腹煤气量，D为炉缸直径，FR为燃料比，ΔT为炉渣流动性指数，η_{CO C}为CO利用率，D_pcoke为炉芯死料柱焦炭尺寸；

式中，Q_RCO为碳素燃烧生成CO₂释放的热量，Q_RHO为燃料中氢燃烧生成H₂O释放的热量；

ΔT＝T_出铁-T_流-50 (4)

式中，T_出铁为高炉出铁温度，T_流为炉渣流动温度。

当高炉生产正常时，DMT在1380-1450℃之间波动，一般低于渣铁出炉温度70℃以上，表明这时的渣铁可以顺畅的流进并流出炉缸，即炉缸活性正常；若DMT低于1360℃，甚至低于一般炉渣的熔化性温度的时候，表明炉渣的粘度增大，流动性下降，这会导致死料柱的透气性和透液性变差，即炉缸活性下降。

与现有技术相比，本发明的优点在于，不仅完全克服了传统方法计算结果滞后、失真的缺点，并且通过集成新的炉温预报模型、物理热指数模型、理论燃烧温度计算优化模型、炉缸工作出铁指数模型、铜冷却壁热面状况计算模型、Rist操作线计算模型等，为实现多角度、全方面的监测炉缸活性状态，提供更多的判断依据。

附图说明

图1为实施例中高炉整个炉况波动及恢复过程的炉缸工作活跃指数结果。

具体实施方式

为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。

本发明提出利用炉芯死料柱温度代替炉缸炉底各层中心热电偶温度均值，由于炉芯死料柱温度能够直接反映死焦堆的温度状态及其变化，从而可以在最短的时间内反映出死焦堆的渗透能力的变化。炉芯死料柱温度越高，死焦堆的渗透能力越强，炉缸活性越好，反之亦反。

实施例

本钢新一号高炉于2014年11月11日至2014年11月13日进行72小时年修，休风前炉况整体稳定顺行，但由于受到原燃料质量波动，风口及冷却壁破损漏水等因素的影响，炉缸热状态稳定性差，炉温存在波动，压差偶有冒尖，表1是新一号高炉2014年11月上旬主要技术经济指标均值。

表1新一号高炉2014年11月上旬技术经济指标均值

2014年11月14日新一号高炉复风后，炉况开始恶化，风量比正常时萎缩150～200m³·min^-1，压差频繁冒尖，宽尺滑尺现象显著增加，开始出现明显的管道行程，出铁炉温先热后凉，波动剧烈，炉缸热状态失去稳定性。先后采取了退负荷，扩大布料角差，加净焦等措施，依然没有获得很好的效果。表2是新一号高炉11月中下旬主要技术经济指标均值。

表2新一号高炉2014年11月中下旬技术经济指标均值

为了寻求造成炉况波动的根本原因，尽快恢复炉况，根据实际生产数据，利用本专利提出的量化方法对炉缸活性进行了量化计算。计算结果显示：高炉年修前，炉缸活性状态整体处于正常水平，炉缸工作活跃指数在11～12之间波动，但数据整体呈现下降的趋势，表明休风前炉缸活性状态就已经开始下滑；高炉复风后，炉缸活性状态出现明显恶化，炉缸工作活跃指数下降到9～10.5的水平，最低值为11月25日的8.99。计算结果表明，造成炉况波动的根本原因就是炉缸活性失常，高炉炉缸不活，炉缸活性低于正常值的15％，需要尽快采取相应措施，及时将炉缸活性恢复至正常水平，避免炉缸活性的进一步恶化，发生炉缸堆积等恶性事故。2014年12月初，通过采取改善原燃料质量，减小焦炭批重，增加中心焦量等措施，炉缸活性得到了明显的恢复。炉缸工作活跃指数提高至10～11的水平，高炉炉况趋于正常，各项经济指标得到改善，表3是2014年12月上中旬的技术经济指标均值。

表3新一号高炉2014年12月上中旬技术经济指标均值

整个炉况波动及恢复过程的炉缸活性量化计算结果如图1所示。实践证明，本发明提出的炉缸工作活跃指数量化方法可以真实的反应炉缸活性状态，有效地帮助高炉操作者及时把握炉缸活性，当炉缸活性下降或失常时，可以在第一时间发现并尽早进行操作干预，及时地避免了因炉缸活性恶化所造成的损失，从而在维护炉缸活性，保持高炉长期稳定顺行等方面发挥作用。

Claims (1)

1.监测高炉炉缸活性的炉缸工作活跃指数量化方法，其特征在于，所述炉缸工作活跃指数HWA的计算方法如式(1)、式(2)、式(3)和式(4)所示：

$HWA=\frac{DMT}{T_c}---\left(1\right)$

式中，DMT为炉芯死料柱温度，T_c为炉缸侧壁各层热电偶温度均值；

$\begin{array}{c}DMT=\frac{0.165\×T_f\×V_{bosh}}{D^3}+2.445\×(FR-483)+2.91\×(\mathrm{\Δ}T-107)\\ -11.2\×({\mathrm{\η}}_{CO,C}-27.2)+28.09\×(D_{pcoke}-25.8)+326\end{array}---\left(2\right)$

式中，T_f为理论燃烧温度，V_bosh为炉腹煤气量，D为炉缸直径，FR为燃料比，ΔT为炉渣流动性指数，η_COC为CO利用率，D_pcoke为炉芯死料柱焦炭尺寸；

式中，Q_RCO为碳素燃烧生成CO₂释放的热量，Q_RHO为燃料中氢燃烧生成H₂O释放的热量；

ΔT＝T_出铁-T_流-50 (4)

式中，T_出铁为高炉出铁温度，T_流为炉渣流动温度。