新钢8#高炉炉缸冷却壁热流强度超标处理实践

新钢8#高炉炉缸冷却壁热流强度超标处理实践
邓
勇，李卫星
（江西新余钢铁有限公司第二炼铁厂，江西新余
338001）
摘
要：文章对炉缸工作状况和安全状态进行了分析，找出水温差和热流强度高的原因，采取针对性护炉和监
护措施，取得了较好效果，实现了安全生产。

关键词：分析；热流强度高；措施；效果
Metallurgy and materials
作者简介：邓勇（1974-），男，江西新余人，大学本科，工程师，主要研究方向：降低高炉消耗，高炉长寿。

第二炼铁厂8#高炉公称容积1050m 3，实际容积为1250m 3，第一代炉龄于2003年5月建成投产，2012年3月原地恢复性大修投产。

第二代炉龄自2012年3月原地恢复性大修投产，至今有近7年多的炉龄，累计生产铁水720万t ，单位容积（按1250m 3）产铁5760t/
m 3，高炉已进入炉役后期。

1炉缸历史状况分析
2012年3月份高炉第二代炉役投产。

2017年2月
以来，炉缸铁口区域和西南区域冷却壁热流强度不断上升，2017年5月份西铁口下方热流强度达到13804kcal/m 2.h 。

为控制安全风险，控制冶强采取护炉措施。

炉内具体措施为：堵铁口上方两个风口，降冶强操作，富氧由4000m 3/h 减至2000m 3/h ，顶压由0.190MPa 降至0.170MPa ，风口小套尺寸加长至510mm ，内径由120mm
全部改为110mm ，炉缸二、三层冷却壁19组解联并通高压水，平均操作炉温［Si ］由0.45%提高至0.52%，减少高Pb 、高Zn 炉料的使用。

两个铁口均使用钒钛护炉炮泥，提高铁口深度。

11月后，高炉炉缸热流强度相对稳定，但仍处于10000kcal/m 2·h 左右。

2018年3月12日高炉计划休风60h ，期间对炉缸区域冷却壁进行了酸洗，两铁口上方的风口小套全部改为550mm 的直风口。

2018年7月份以后，炉缸2-28#冷却壁热流强度由10141kcal/m 2·h 急剧上升至18139kcal/m 2·h ，该处炉皮测温也由60℃上升至82℃。

高炉停止富氧，换堵该方向风口2个，增加钒钛矿用量，提高操作炉温等措施。

采取上述措施后，炉缸热流强度上升趋势得到遏制，并缓慢下降。

8#炉炉缸砖衬侵蚀比较严重，热流强度高的区域碳砖厚度按理论计算仅剩余0.200m ，高炉安全生产受到严重威胁。

2
炉缸安全现状分析
2.1
炉缸侵蚀严重，威胁安全生产
表1
2018年炉缸南面区域区域热流强度
编号
2018.032018.042018.05
2018.062018.072-25
104671266584661015914803热流强度控制标准正常值≤7000报警值：7000~10000警戒值：
10000~12000危险值>12000极度危险值>15000
kcal/m 2·h
2-26
9211119489090
12119151492-2810213102131177514392210612-279594
1199310891
1089117114
残余碳砖厚度计算，根据高炉炉缸炉底耐材侵蚀计算方法计算东、西铁口剩余碳砖厚度约300mm ，炉缸南面2-28#冷却壁处剩余碳砖厚度约200mm 。

例：S=λΔTF/M δta
表2
炉缸南面残余碳砖厚度计算
2-28#
炉缸南面λ：比例系数，耐材导热系数
ΔT ：耐材热、冷端温差
F ：冷却设备面积
M ：单位时间通过冷却设备
的水流量（高压水）
a ：水的比热容δt ：冷却设备进出水的温差S ：耐材侵蚀剩余长度
（m ）7
650（1150-650+150）
1.3071710001.70.2057733564
注：ΔT ，650℃因该处温度点坏，因实际生产中大多数热
电偶在该温度点坏，150℃为该热电偶插入深度到冷面的温度差（150mm 取150℃）。

3水温差、热流强度超标的原因分析：
炉缸炉底碳砖长期受铁水、碱金属、Zn 、H 2O 、CO 2等
的物理破坏和化学侵蚀，其厚度不断减薄。

物理热低、炉缸工作不均匀，铁水环流加剧，炉缸侧壁内衬凝铁层不稳定甚至脱落，碳砖脆化870℃等温线逼近碳砖，甚至碳砖直接暴露在流动的铁水表面，加剧了碳砖的侵蚀，造成内衬过热，热量通过冷却壁传出，冷却壁水温差和热流强度必然会升高。

东西两铁口维护工作跟不上，铁口深度一直达不到要求，不能形成稳定的泥包，铁水流速快出铁时间短，铁水环流对铁口区冲刷更剧
137
冶
金与材料第39卷
（下转第141页）
烈，这是造成铁口区冷却壁热流强度超标的重要原因。

炉缸冷却强度低，造成炉缸碳砖侵蚀加快也是主要原因之一。

4
应对冷却壁水温差、热流强度超标采取的主
要措施
加长风口小套尺寸，缩小风口面积，确定合理的送
风参数，活跃中心。

随着原燃料质量下降，高炉风口面积呈缩小趋势，主要操作思想是在控制适当冶炼强度的基础上，保证高炉的实际风速和鼓风动能，确保中心气流及炉缸活跃度，减少炉缸环流。

表3
风口面积和送风参数调整
项目
调整前调整后风量
m 3/min 2700
2450风口
面积m 2
0.2044
0.171m2
标准风速m/s
221235实际风速m/s
275280鼓风动能kJ/s 111120
风口长度mm 510550
注：
共20个风口，堵2个风口操作。

采用合理的热制度：8号炉用料结构复杂，仅块矿就达4~5种，渣系及其不稳定，风温和冶强低，流动性欠佳。

操作方针控制好铁水物理热为主，要求物理热控制在1470±10℃。

充足的物理热既有利于改善渣铁流动性，及时出好渣铁，又有利于炉况稳顺，更增强了高炉抵抗突发事件的能力。

强化炉前管理：制定炉前作业标准，加强炉前交流学习，减少人为影响。

引进质量较好炮泥，稳定铁口深度。

出铁炉次由17炉次/d 减少到15炉次/d ，缩小钻头直径，保持出铁时间，保证渣铁出尽，减少炉内渣铁残留率，为炉缸渣铁液面稳定提供保障。

定期排碱，降低有害元素的危害：碱金属在高炉中危害很大，主要应对手段是：（1）控制较低的炉渣碱度，炉渣
（MgO ）/（Al 2O 3）≈0.6~0.7，保证炉渣的稳定性和流动性；（2）定期集中排出碱金属；（3）在保证渣铁物理热的基础上，适当降［Si ］操作，提高炉温命中率，降低［Si ］标准偏差。

根据炉缸安全形势灵活性添加钒钛矿护炉。

利用高熔点的钒钛结合物保护炉缸，同时在安全条件下，选择性停用。

提高冷却强度：8号高炉冷却系统高压水部分原二台高压泵运行，运行压力1.14MPa ，水流量1400t/h 。

2017年高炉为提高冷却效果，部分区域冷却壁由常压水冷却改为高压水冷却，高压水压力和流量就满足不了生产需求。

2018年4月进行三台高压泵运行实验以提高高压水压力和流量。

表4
实验前后高压水系统压力和流量对比
实验前压力实验前流量
1.14MPa 1400t/h
实验后压力实验后流量
1.36MPa 1650t/h
表5
实验前后铁口区域冷却壁水流量对比
2-1
150********-1615070185142-1715805190592-36
158********-1
12462158053-1615070185143-1715070175143-36
15429
18000
编号
实验前
水流量实验后水流量
kg/h
由上表可以看出高压水提压后，炉缸重点监测区域铁口区域冷却壁水流量增加明显，每块冷却壁通水量平均增加了约2700kg/h 。

进一步完善检测手段，增加炉皮测温和摄像，将图像引至主控室电脑及监控画面，动态监视危险部位，增加判断手段。

5采取措施后的效果
目前水温差、热流强度稳定，攻关取得阶段性成果，
达到了攻关目标，炉皮测温稳定在45~65℃。

下面为最近几月铁口区域冷却壁水温差和热流强度。

表6
近期炉缸水温差和热流强度
1#
0.9117421#1.1
1045216#0.8
913316#0.9964817#0.7
938017#1.01019728#0.9
1083336#0.9917736#0.8
11018炉缸二层水温差（℃）
Q （kcal/m 2.h ）炉缸三层
水温差（℃）Q （kcal/m 2·h ）
从表6可看出，采取措施以来平均水温差下降了
0.3℃，热流强度下降0.2kW/m 2，炉图12015~2018年每月东西铁口区域热流强度柱形图
250002000015000100005000
01
35791113151719212325272931
33352-11
2-36
2-16
2-173-13-363-16
3-17
138
第6期
（上接第138页）皮测温检测点下降了10℃。

不仅实现了产量规模和技术指标未出现大的下滑，还确保了炉缸的安全生产，延长了高炉寿命，为公司后期战略决策争取了时间，还产生了较大的社会效益。

6后续措施
改善炉缸的工作状态，突出中心气流，减少铁水环
流，削弱渣铁对炉缸的侵蚀。

完善炉缸外部检测技术，增设新的检测手段，动态监测危险区域，避免事故发生。

改变以往只测水温差的检测方法，自筹资金安装了
14个炉皮测温点和4台摄像机对准重点部位，实现了24小时连续监测。

参考文献
［1］韩庆，王颖生，王景治，等.高炉炉缸水温差及热流强度在线监测技术［J］.内蒙古科技大学学报，2002，（2）：186-191.
1，2，2，3，4…n）种放射性核素表面污染水平，Bq/cm2；s—第i（i=1，2，2，3，4…n）种放射性核素表面污染为的污染面积，cm2。

（5）通过废物质量、比活度计算。

通过现场调查，估计废物体积，根据废物材质，估算废物质量。

按照废物的表面污染水平、表面γ剂量率，确定有代表性的取样位置和取样量，实验室测量样品中放射性核素、比活度，计算废物总活度如下式。

A=
n
i=1∑x i m
式中：A—放射性废物总活度，Bq；x i—放第i（i= 1，2，2，3，4…n）种放射性核素比活度，Bq/kg或Bq/L；m (或V)———放射性废物质量，kg或L。

当为含有放射性物质的废气时，x i单位为Bq/m3,气体体积为Vm3。

（6）通过照射量率计算。

照射量率是用来表示β-γ辐射体的放射性物质在发生核衰变时产生的χ或γ射线在空气中单位时间内产生电离能力大小的辐射量。

对于有一定大小和形状且不能视为点源的任何一个辐射源，都可以分割成许多个小块辐射源，以致每一小块辐射源都可以被视为点源。

该辐射源在某点的照射量率，就是许多个点源在该点上造成的照射量率的简单叠加，在已知距离、照射量率时，通过点源放射性活度、距离及照射率之间的关系，用数学积分的方法计算出非点源放射性活度。

乏燃料后处理厂中放射性辐射源内含有的放射性核素成分较为复杂，而属于β-γ辐射体的放射性核素却较为单一，绝大部分为137Cs，对于这种辐射源带入137Cs的相关参数即可估算出β-γ辐射源的总活度。

点状辐射源总活度的估算方法：在放射性测量中，如果辐射场中某点（照射量率测量点）与辐射源的距离，远远大于辐射源的几何尺寸（大于5倍以上），即可把辐射源看成点状的，且称其为点状源，简称点源，辐射源的总活度视为集中于中心点上。

因此被视为点源的辐射源如核设施检修、退役拆除下来的阀门、阀心等体积较小的放射性废物，其β-γ放射性总活度可以按点源公式计算。

线状辐射源分类及总活度的估算方法：在三维坐标里，放射源的一维尺寸，远远大于另外两维尺寸时，此放射源称为线源。

如萃取柱、柱塞泵、仪表杆、管道等。

如果圆柱容器的高远远大于圆柱体的半径时，也可以将圆柱体辐射源视为线源。

线状源长为L，总放射性活度为A时，图1所示各个点的照射量率及总活度用下列公式计算：Q1点，过线源端点的垂直距离上的一点X=
AKγ
LR arctg
R
L。

式中：A—线源的总活度，Ci；R—测量点距线源轴线断点的距离，m；L—线源的总长度，m；α—-测量点对线源的张角，弧度；X—测量点处的照射量率，μR/s。

Q2点，过线源中心点的垂直距离上的一点X=2AKγLR arctg L2R。

Q3点，线源轴线上的一点可以看出，当l≥5L时，线源即可视为点源，计算过程就可以简化。

对于球面源、球体源、圆盘源、圆柱状面源、无限大体积源、半无限大体积源及有限厚平板源等，其均可以将其视为有多个小点源组成，在测得各种形状辐射源已知一点处的照射率值后，利用该种形状辐射源与照射量率之间的关系，也可以推算出辐射源放射性总活度。

图1线源不同位置计算点示意图
Q1
Q1
Q3
4结语
核设施退役过程的辐射监测关系到核设施退役的辐射安全和环境安全。

我国在开展核设施退役过程中可借鉴国外一些实践经验的辐射监测，确保核设施的安全退役。

我国在核设施退役过程中的辐射监测延续设施运行期间的监测模式，没有结合核设施不同阶段的退役内容有针对性的增加辐射监测内容，尤其退役过程中的环境辐射监测在设计中除流出物的监测外基本无其他针对性监测内容。

应该强调的是我国面临退役的核设施越来越多，加强退役辐射监测技术的研究和规范的制订对于确保核设施的安全退役至关重要。

参考文献
［1］从慧玲.实用辐射安全手册［M］.北京：原子能出版社，2005.［2］赵世信，赵华松.核设施退役［J］.清洗世界，2006，22（4）：25-29.
谢树青：核设施退役中的辐射监测与放射性物料的存量估算
141。