姜喆，車玉滿，朱建偉，，郭天永，李建軍，曾宇

（1.鞍鋼集團鋼鐵研究院，遼寧 鞍山114009；2.鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠，遼寧 鞍山114021）

高爐裝料制度作為高爐四大操作制度之一，直接影響高爐順行、燃料消耗、產(chǎn)量和高爐壽命[1]。高爐生產(chǎn)運行中，一般通過調(diào)整布料環(huán)位、角度和批重來改變料面形狀與徑向礦焦比，從而達到改變裝料制度的目的。在實際生產(chǎn)中，為了能夠觀測到爐內(nèi)料面形狀，相繼開發(fā)了十字測溫、紅外、激光等間接方法來推測爐內(nèi)布料情況，但穩(wěn)定性和時效性均較差。為此，以無料鐘高爐布料規(guī)律為依據(jù)，結(jié)合計算機程序語言，開發(fā)了高爐爐料落點數(shù)學模型，提出了料面形狀數(shù)學模型求解方法，并應(yīng)用該模型計算了鞍鋼股份有限公司煉鐵總廠5#高爐（2580 m3）（以下簡稱鞍鋼5#高爐）料面形狀與徑向礦焦比，分析了高爐的布料情況。

1 高爐爐料落點數(shù)學模型

為了研究爐料在高爐內(nèi)的分布，根據(jù)鞍鋼高爐布料溜槽的特點，建立了高爐爐料落點數(shù)學模型，具體包括以下3部分：

（1）爐料落入溜槽前速度模型

在布料過程中，爐料從導料管落入以固定速度旋轉(zhuǎn)的溜槽。爐料進入溜槽前的初速度與爐料粒徑和料流閥開口度有關(guān)[2]。

式中，v0為落入溜槽前的料流初速度，m/s；F為實測爐料出節(jié)流閥時的流量，m3/s；S為節(jié)流閥投影面積，m2；ls為節(jié)流閥周邊邊長，m；d0為爐料平均粒度，m。

當爐料與溜槽碰撞后，爐料的運動速度會有一定程度的損失，見公式（2）。

式中，v1為爐料落入溜槽后的初速度，m/s；λ為速度損失系數(shù)。

（2）爐料落入溜槽后速度模型

爐料落入溜槽后做變加速滑動運動，爐料在溜槽上主要受重力、慣性離心力、溜槽對爐料的反作用力、爐料與溜槽間的摩擦力、慣性柯氏力、爐料與溜槽側(cè)向的摩擦力和溜槽側(cè)向?qū)t料的作用力等。 溜槽上爐料受到的合力見公式（3）[3-4]。

式中，l為溜槽有效長度，m；g為重力加速度，m/s2；α為溜槽傾角，°；μ為爐料與溜槽摩擦系數(shù)；w為溜槽角速度，rad/s。

其中，溜槽有效長度計算公式如下：

式中，L為溜槽長度，m；e為溜槽傾動距，m。

通過對式（3）進行積分處理，即可得到爐料離開溜槽時的末速度（v2，m/s），見公式（5）。

（3）爐料在空區(qū)運動模型

爐料離開溜槽后，受重力和煤氣阻力作用做斜下拋運動。有研究表明，與重力相比，煤氣阻力很小，因此，本研究忽略煤氣作用。爐料落點與高爐中心點距離（r，m）計算方法[7]見公式（6）、（7）和（8）。

式中，h為溜槽末端至料線處的垂直距離，m；H為溜槽懸掛點至零料線的垂直距離，m；hi為料線深度，m；t為爐料離開溜槽后的下落時間，s。

應(yīng)用該爐料落點數(shù)學模型計算結(jié)果與鞍鋼5#爐開爐時實測數(shù)據(jù)進行對比分析，焦炭質(zhì)心落點測試數(shù)據(jù)與模型計算結(jié)果如表1所示，可以看出誤差在5%以內(nèi)，說明該模型合理、可行，能夠滿足后續(xù)料面形狀數(shù)學模型的開發(fā)需要。

表1 焦炭質(zhì)心落點測試數(shù)據(jù)與模型計算結(jié)果Table 1 Test Data and Model Calculation Results for Centroid Drop Points of Coke m

2 料面形狀數(shù)學模型求解

以高爐爐料落點數(shù)學模型為基礎(chǔ)，建立高爐料面形狀數(shù)學模型。在此模型中，認為料面內(nèi)堆角（θ1，°）受爐料種類和不同溜槽角度對應(yīng)的不同料線深度的影響，在爐料種類確定的情況下，可用公式（9）求解。 料面外堆角（θ，°）根據(jù)經(jīng)驗公式（10）、（11）[5]計算。

式中，θ0為爐料自然堆角，°；K為修正系數(shù)；h為不同溜槽角度對應(yīng)的不同料線深度，m；R為爐喉半徑，m；α為溜槽傾角，°。

采用計算機迭代的方式計算不同落點的爐料體積，再通過擬合得到高爐布料的料面形狀。高爐布料計算程序見圖1。布入高爐內(nèi)爐料的體積為新、舊料面形成的旋轉(zhuǎn)體的體積，其計算公式[6-7]如下：

式中，V為爐料體積，m3；x為爐料與爐喉中心的徑向距離，m;；f1（x）表示半徑為x處的新料面表面，m；f2（x）表示半徑為x處的舊料面表面，m。

圖1 高爐布料計算程序圖Fig.1 Calculation Program Graph for Burden Distribution in BF

3 鞍鋼5#高爐布料料面數(shù)值模擬與分析

3.1 料面形狀模擬分析

圖2 鞍鋼5#高爐布料模型計算料面形狀Fig.2 Charge Level Shapes Calculated by Charging Model for No.5 BF in Ansteel

根據(jù)鞍鋼5#高爐布料矩陣，焦批13.83 t，礦批70 t，計算5#高爐布料料面形狀。鞍鋼5#高爐布料模型計算料面形狀如圖2所示。從圖2中可以看出，焦炭平臺寬度大約為1.01～1.57 m，約為爐喉半徑的 24%～38%，中心漏斗深度約為1.26 m，中心加焦焦柱高為1.74 m，中心加焦面積（12.5 m2）約占爐喉面積的22.6%。依據(jù)鞍鋼經(jīng)驗，焦炭平臺寬度約占爐喉半徑的1/3左右，長短較合適；但由于中心加焦比例過大，造成中心加焦面積過大，遠遠超過日本高爐中心加焦面積[8]，煤氣利用率下降。通常情況下，中心焦柱下降到軟熔帶死料堆過程中，焦炭中的C分別參與風口前碳素燃燒、鐵水滲碳和直接還原反應(yīng)而被消耗，但如果中心加焦比例過大，則落入死料堆焦炭量將會大于中心加焦下降到死料堆過程中消耗的焦炭量，導致死料堆逐漸增大，死料堆中焦炭循環(huán)速度減慢，炭粉末增加，容易形成“焦巢”，從而引起爐缸活躍性下降，高爐中心氣流紊亂。此時若邊緣過重，爐缸氣流沒有出路，則會導致高爐穩(wěn)定性下降，易引起高爐崩料或懸料。

3.2 徑向礦焦比模擬分析

作為高爐操作人員重點參考指標，徑向礦焦比（O/C）是指當一批爐料布入爐內(nèi)后，在爐喉半徑方向上體積的相對比值，其計算公式如下：

式中，O/C為礦焦比；n為爐料批次；fO（x）n為第n批爐料礦石料面函數(shù)；fC（x）n為第n批爐料焦炭料面函數(shù)。

鞍鋼5#高爐爐候半徑與O/C和焦層厚度關(guān)系如圖3所示。從圖3看出，在爐喉半徑0.7 m范圍內(nèi)為無礦區(qū)；然后O/C沿半徑方向逐漸增加，在半徑2.63 m處O/C最大，即礦石負荷最大；之后O/C沿半徑方向逐漸變小，在靠近爐墻處，O/C減小到0.6左右，焦層厚度增加到0.7 m。說明鞍鋼5#高爐爐頂?shù)牟剂喜呗允情_放中心為主，放開邊緣為輔。

圖3 鞍鋼5#高爐爐喉半徑與O/C和焦層厚度關(guān)系Fig.3 Relationship among Throat Radius of No.5 BF,Ratio of Ore to Coal and Thickness of Coke Bed in Ansteel

當代高爐噴煤比越來越高，出現(xiàn)了最小焦層厚度是否存在，以及如果存在，焦層最小厚度為多少的問題。寶鋼給出的經(jīng)驗結(jié)論是爐腰處焦層厚度為22～27 cm時生產(chǎn)指標良好。日本人給出的經(jīng)驗結(jié)論是爐腰處焦層厚度最小為18 cm。而歐洲人給出的結(jié)論是焦層最小厚度為焦炭平均粒徑的3倍[9]，以鞍鋼焦炭平均粒徑為5 cm計算，則爐腰處焦層最小厚度為15 cm。按照爐腰截面積是爐喉面積兩倍計算，依據(jù)寶鋼經(jīng)驗，鞍鋼5#高爐爐喉處焦層厚度應(yīng)在44～54 cm；根據(jù)日本人和歐洲人觀點，焦層厚度應(yīng)分別達到36 cm和30 cm以上。由圖3看出，在爐喉處半徑1.7～2.7 m O/C最大，焦層厚度最小，沒有達到標準，在爐腰軟熔帶難以形成焦窗，進一步說明此處容易發(fā)生高爐崩料或懸料。

4 結(jié)論

（1）根據(jù)鞍鋼高爐布料溜槽特點，結(jié)合高爐布料規(guī)律，開發(fā)了高爐爐料落點數(shù)學模型,并結(jié)合鞍鋼5#高爐開爐布料實測數(shù)據(jù)驗證了該模型的準確性。

（2）以高爐爐料落點數(shù)學模型為基礎(chǔ)，建立了料面形狀數(shù)學模型。

（3）應(yīng)用料面形狀數(shù)學模型計算鞍鋼5#高爐料面形狀，得出高爐爐喉中心加焦量大，中心加焦面積大，易導致死料堆過大，造成高爐燃耗高、穩(wěn)定性差。

（4）計算鞍鋼5#高爐徑向礦焦比和焦層厚度得出，爐喉徑向1.7～2.7m處礦焦比最大，焦層厚度最小，低于爐腰處允許的最小標準，易引起高爐崩料或懸料。