高炉长寿、高风温热风炉知识大全！

本文介绍了作者对于延长高炉寿命和高风温热风炉设计中的一些热点问题的认识。我国的高炉技术装备水平经过几代人的奋斗，已经达到了比较高的水平。本文是在这一基础上来叙述我对于以下两个热点问题的认识：1）延长高炉寿命；2）提高鼓风温度。

1  延长高炉寿命问题

众所周知，影响高炉寿命的薄弱环节有两个，一是炉腹至炉身下部，另一是炉缸部位。近年来为了延长这两个部位的寿命，我们采取了一系列技术措施，但是在一些高炉上没有得到理想的效果，因此，我们有必要对于实现高炉长寿的技术理念进行再认识。

1.1   完善炉身长寿命的技术理念

为了延长炉腹至炉身下部寿命，维持冷却设备的长寿是关键。只要冷却设备不损坏，炉腹至炉身下部就可以坚持长期稳定的操作。

这一部位的冷却设备的工作条件是十分恶劣的。它不仅要承受强大而又多变的热流强度的冲击，其峰值热流强度高达 70～80kw/m2，还要经受煤气流冲刷、炉料的磨损。针对这一情况，我国高炉工作者提出了建立无过热冷却体系的理念。所谓无过热的冷却体系就是在高炉任何工况条件下冷却设备的工作温度都不会超过它的允许使用温度，从而达到冷却设备烧不坏的目的。

二十世纪八十年代以前，我国高炉采用的工业水开路循环和普通灰铸铁冷却壁的冷却系统，由于水垢的形成和工作允许温度＜400℃，远未达到无过热状态。直至 20 世纪九十年代，我国许多高炉的炉身下部采用了软水密闭循环冷却系统、球墨铸铁冷却壁，工作允许温度提高到 760℃，减少了过热状态的出现，炉身寿命得到了相应的延长，但是也没有完全达到无过热状态。传热理论研究和生产实践的结果表明，炉衬被完全侵蚀的条件下，球墨铸铁冷却壁在有渣皮存在时，尚可维持正常工作，一旦由于炉况波动造成渣皮脱落，冷却壁本体将出现过热，工况温度将超过球墨铸铁的极限使用温度 760℃。这种情况的出现将是不可避免的，高炉的操作条件越不稳定，渣皮脱落的出现越频繁，冷却壁的损坏就越快。自从德国 MAN·GHH 1979～1988 年在 HambornNo.4 高炉试用铜冷却壁获得成功以后，人们发现铜冷却壁是一种在高炉冶炼条件下不会出现过热的冷却设备，甚至在渣皮脱落后，它的实际工作温度也只有 150℃，因而得到了迅速的推广应用。在炉身下部采用铜冷却壁之后，建立了一个在高炉操作条件下无过热的冷却体系。

2001年以来，我们在不断总结经验的基础上，完善了高炉冷却系统，建立了薄壁炉身结构，改变了我国高炉 4 年一中修的生产运行模式，节约了大量的优质耐火材料，同时使得高炉投产后快速达产，并长期维持良好的操作指标。

自从铜冷却壁问世以来，人们把实现15年炉身寿命都寄希望于它的应用。但实际使用的结果存在着比较大的差距：有一批高炉运行已接近15年，冷却设备完好无损，至今仍在运行中。但也有一些高炉运行 6～10 年后局部区段的铜冷却壁热面出现了大面积磨损和漏水。分析其原因，也是由于渣皮频繁脱落期间经受煤气流冲刷和炉料的磨损造成的。显然，无论是球墨铸铁冷却壁还是铜冷却壁设置“留住渣皮”的凸台机构是完全必要的。只要留住了渣皮，对于球墨铸铁冷却壁本体出现过热和铜冷却壁本体出现被磨损的机会将大幅度减少。

回顾我国上一世纪 80 年代以来为了延长炉腹至炉身下部寿命所走的路是基本正确的，但是近年来的生产实践表明，只靠“建立无过热或少过热的冷却体系”还不足于达到预期的长寿目标，应该加补充和完善。直至目前，我们认为延长炉腹至炉身下部寿命完整的技术理念应该是：“留住渣皮+无（或少）过热”。

现在，我国高炉在这一部位所使用的冷却壁的形式是多种多样的，它们的优缺点简要列表如下。如果问我哪一种好？我的回答是只要达到留住渣皮+无（或少）过热的冷却壁都是好方案。

合理的高炉操作内型尺寸，对于“留住渣皮”也是极为有利的。

薄壁与厚壁高炉内型相比，它们的炉缸直径、炉喉直径的要求大体是相同的。我们所要关注的是薄壁高炉的炉腰直径，炉身角以及炉腹角。

炉腰直径和炉身角是高炉内型的重要尺寸。确定这些尺寸时，必须注意：开炉之后的短时间内，所砌砖衬很快便荡然无存而形成了操作内型。由此我们可以近似地认为，炉腰冷却壁的热面安装直径就接近操作内型的炉腰直径，它们之间的偏差只是反复“脱落——形成”的渣皮。其厚度不过 20～40mm。因此,炉身部位的冷却壁安装角度就应该是高炉操作内型的炉身角。

为此，作者建议：采用薄壁结构的高炉，设计内型的炉腰直径以冷却壁的安装内径为基础，另减去砖衬厚度来确定，以利于比较准确地把握合理的操作内型。即：

式中：D ——设计内型的炉腰直径，

DB  ——炉腰冷却壁安装内径，m

δ ——炉腰的砌砖厚度，m.

根据对国内外部分高炉数据的统计，炉腰部位冷却壁的内径与高炉容积关系推荐采用如下经验公式：对于容积 800～2000m3 的高炉，采用：

DB  = 0.5836×Vu0.3994

对于容积＞2000m3 的高炉，采用：

DB  = 0.6380×Vu0.3854

式中：DB ——炉腰冷却壁内径，m

Vu ——高炉容积，m3

高炉的炉身角与高炉容积关系推荐采用如下经验公式：

式中：β ——炉身角，度

长期以来，国内外高炉工作者对于炉腹角的认识，存在着很大的差异。小的炉腹角不足 70°，而大的炉腹角超过 85°。这些差别很大的炉腹角并没有造成冶炼行程的破坏。但是，将炉腹角维持在 74～78°之间对于冷却设备的正常工作看来是有利的。

1.2  炉缸长寿的关键在于耐火材料质量的突破

为了延长高炉炉缸寿命，远离炉缸烧穿，经过几代高炉人的努力，总结出了一条很宝贵的经验：炉缸结构的设计必须采用优质的耐火材料和良好的冷却相结合，二者缺一不可。

炭砖与冷却之间的关系可以拿唇齿相依来比喻。任何人不能在炉缸完全失去砖衬的情况下维持高炉操作。在炉缸没有砖衬的情况下，冷却壁直接与炉缸内活跃的铁水流接触，所承受的热流强度是极高的，目前， 高炉所使用的任何形式冷却设备都经不起这样高的热流强度袭击。另一方面，如果没有良好的冷却，即使使用顶级耐火材料也难于维持炉缸长期稳定的工作。

何谓良好的炉缸冷却？我们不妨来研究一下国内外高炉炉缸烧穿的经验。

高炉的操作经验表明，冷却壁的热流强度＜10000w/ m2 属正常操作水平。当热流强度＞10000w/m2时的冷却强度时必须发出报警信号。当热流强度达到13956w/m2 （12000kcal / m2 · h ）时，此时应该发出红色报警。当热流强度一旦达到 20840～ 22093w / m2（18000～19000kcal / m2 · h ），可以认为炉缸工作已经达到临界工作状态，出铁放风便是必须采取的措施了。否则，继续发展将在 30 分钟左右的时间内局部的热流强度将急剧上升，达到 67500～70000 w/m2，这时，炉缸烧穿将是难于避免的了。（详见图 1 首钢 4 号高炉缸烧穿前的记录图[1]）。

图 1 首钢 4 高炉炉缸烧穿前的记录

这样，炉缸冷却便对软水密闭循环冷却系统提出了如下要求：不仅应该提供适应热流强度＜10000 w/m2 的正常操作水平，更令人关注的是在炉龄末期要提供应对热流强度达到22093w/m2 时的应急需要。除此之外，利用现代技术建立炉缸工作状态的检测数据库是完全必要的。

何谓优质耐火材料？

高炉微孔和超微孔炭砖的生产方法是日本人开发的，紧随其后，德国人、法国人都开发了自己的高炉微孔和超微孔炭砖，但他们对于产品的考核都只注重导热率和微孔指标，而抗铁水冲刷和熔蚀性能没有进入他们的视野。

我国学者在开发研究高炉微孔和超微孔炭砖的进程中，根据高炉的实际损坏状况，不仅把导热率和微孔指标，而且把铁水熔蚀指数纳入到行业标准（YB/T141-1998）中，为全面评价炉缸用炭砖的质量提供了良好的依据。炭砖的铁水熔蚀指数代表着它的抗铁水冲刷和熔蚀能力。在整个炉役期内它对炉缸的操作寿命起着极其重要的作用。显然，我国学者的认识是全面的。与此同时，我们也必须指出，在行业标准（YB/T141-1998）中对于铁水溶蚀指数要求太低（≤30%或 28%），这一指标不仅难于适应当代高炉操作的需要，而且也为炭砖市场的恶性竞争留下了很大的空间。大量使用实例都说明随着高炉生产技术的进步，行业标准(YB/T141-1998）中的铁水溶蚀指数有必要作适当修改。

我国大批中小高炉炉缸侧壁都用国产微孔炭砖砌筑，导热率指标都不低，但铁水熔蚀指数控制在行业标准(YB/T141-1998）规定的范围内，其结果是炉缸工作出现温度过高甚至炉缸烧穿的情况并不少见。这些高炉的生产实践告诉我们，在炉缸侧壁“象脚型”侵蚀区域采用高导热率的炭砖和良好的冷却有利于形成凝固层的合理性是毋容置疑的，但是仅仅依靠它来实现炉缸长寿是远远不够的，还必须使用具有抗铁水溶蚀指数良好的耐火材料才有可能达到目的。当前，我们的不少高炉炉缸结构具备了前一功能，但缺乏后一功能。这就是我国高炉炉缸侧壁出现问题的关键。

近年来发表的研究成果表明，将炉缸砌筑材料性能从传统的水平提高到上述理想水平是可能的。其途径有二：一是在炭基材料的基础上加入金属铝粉，使之在高温焙烧条件下形成碳化铝（Al3C4），可以获得更高的炭砖抗铁水熔蚀和冲刷能力[2]。德国SGL公司走的就是这条路。他们生产的 9RD—N 超微孔炭砖，铁水熔蚀指数达到了很低的水平。全球出铁强度最高（＞4000t/d）的沙钢 5800m3 炉缸侧壁所使用的就是这种炭砖；另一是在 Al2O3 基材的基础上，加入 C、Si 和其它金属粉末，使之在高温焙烧条件下形成金属碳化物，其产品不仅具有较高导热率和较好的微孔指标，而且也具有良好的抗铁水熔蚀指数，河南五耐正在走这条路，其产品已经在不少高炉上应用，使用已见成效[3]。

为了延长我国高炉炉缸寿命，保证炉缸和炉身寿命同步，远离炉缸烧穿，我们的当务之急是努力提高炭砖的全面质量。从延长炉缸侧壁“象脚型”侵蚀区域寿命的角度出发，理想的耐火材料应同时具备如下性能：

①导热率和微孔指标达到当前微孔或超微孔炭砖的水平；②抗铁水溶蚀指数达到或接近陶瓷杯材料的水平.

2  高风温热风炉

2.1  气污染物排放新标准对热风炉操作有影响吗？

为了实现高炉生产的节能减排,人们都希望自己的热风炉能进入高风温俱乐部的行列。我们的炼铁分会也提出了热风炉以 1380±20℃的拱顶温度实现 1280±20℃的风温目标。

图 2   NOX 生成量与拱顶温度之间关系

上一世纪 70 年代，西方国家的高炉设计纷纷高喊要使用 1350℃以上的高风温，试图获得提高风温给高炉带来的最大好处。其主要手段是利用高热值煤气来提高热风炉拱顶温度，但实际的结果是风温虽然上去了，热风炉拱顶钢壳却出现了大量裂纹，给高炉生产带来了极大的困难。欧洲人深入研究了此问题之后认为：这是高炉采用高风温高压操作之后，燃烧产物中出现了大量的 NOX 和 SOX 造成钢壳出现晶间应力腐蚀的缘故。尤其是炉壳在高应力状态下工作时，晶粒之间的腐蚀更为严重。实践证明，在腐蚀介质和应力的双重作用下出现的晶间应力腐蚀是防不胜防的，为了远离晶间应力腐蚀，关键在于控制拱顶温度，抑制 NOx 生成量的过度发展。

欧洲人从防止热风炉炉壳出现晶间应力腐蚀的角度出发，他们提出了以热风炉的拱顶温度水平来对热风炉进行分类的意见（详见图 2）。按欧洲人的观念，拱顶温度范围：＞1420℃属超高温热风炉；1350～1420℃属高温热风炉；1250～1350℃属中温热风炉；1100～1250℃属低温热风炉。从此，它们的拱顶温度一般控制在≤1420℃的水平上。

今天，随着环境保护要求的提高，在大气污染物的排放标准中，NOx 和 SOx 的允许排放量大幅度降低了，新标准中规定：NOx 的排放量低于150mg/m3，SOx 的排放量低于 50mg/m3。这样，便给我们提出了这样一个问题：高风温热风炉的拱顶温度多高是合适的？直至目前，作者尚未看到国内热风炉NOx在线检测的完整数据，只能从过去的文献资料来作一粗略的估计：在蓄热室热风炉中，NOx 的含量取决于拱顶温度。从图2数据可以看出，当在热风炉燃烧期内，拱顶温度达到1350～1400℃时，NO2的的生成量约为100～120ppm，相当于48.78～58.54mg/m3。如果 N2 和O2在高温条件下反应时间很长，也将造成NO2的的生成量的急剧增加。德国人在进行工业研究时发现，当拱顶温度 1440℃时，在送风期和燃烧期内，由于接触时间短，NOX 的浓度约为 40～70 mg/m3，但是在热风炉换炉期间，由于氮和氧具有足够的接触时间，NOX 浓度最大值达到了 1000mg/m3。在我国也发现有的热风炉在换炉期间，出现了排放黄烟现象，显然，这是由于NOx 达到较高水平造成的。

我国热风炉在目标拱顶温度范围内操作时，正常燃烧期和送风期内排放的 NOX 浓度值是不会超过标准要求的。在换炉和焖炉期间，NOX 浓度值有可能出现短期超过 150mg/m3，但排放时间将是短的。标准中规定在评估期内有 95%以上小时均值排放浓度满足要求时即可认定达到超标排放水平。因此，尽管大气污染物的排放标准的要求提高了，对目标拱顶温度下操作的热风炉，作者估计 NOX 的小时均值排放浓度值达到标准要求是不会出现什么大问题的。

提高高炉鼓风温度有两条途径：一是提高拱顶温度，另一是提高热风炉的温度效率。

为了提高热风炉的送风温度，提高拱顶温度是必要的。目前我国大部分热风炉实际的拱顶温度与 1400℃的上限温度尚存在差距，因此提高拱顶温度仍然是热风炉工作者的重要任务之一。

我国热风炉进一步提高拱顶温度存在着诸多困难：1）现代高炉冶炼技术的进步给热风炉提高风温带来了高温热源供应短缺的困难。它主要体现于两方面：一是由于入炉焦比的降低，每吨生铁产出的焦炉煤气量减少了，使得许多企业的高热值煤气短缺；另一是随着燃料比的降低，高炉煤气日趋贫化。富氧鼓风的推广应用，虽然得到一些补偿，但没有改变它的根本面貌。现在，操作良好的高炉，其煤气发热值还不足 3000～3200kJ∕m3；2）由于担心炉箅子寿命受到影响，对于提高热风炉废气温度存在着疑虑。

通过改进热风炉的设计，提高它的温度效率,将拱顶温度与送风温度之间的差值减小，这是当前我们提高风温的另一手段。提高热风炉的温度效率有以下两大好处：一是可以获得比较小的拱顶温度和送风温度之间的差值，这就是说，在同样高的拱顶温度条件下，可以获得更高一些的送风温度。这样，既可以节约热风炉的能耗，又可以保证热风炉在远离大量产生 NOX 的拱顶温度下操作，避免了热风炉拱顶钢壳产生晶间应力的可能和有利于减少环境污染。

近年来，我国大量热风炉使用了小孔径格子砖。这些热风炉获得的明显效果是提高了温度效率，将拱顶温度与送风温度之间的差值缩小到～130℃。经过这些热风炉的生产实践，我们已经积累了比较丰富的经验。时至今日，我们有必要对这些经验加于总结和提高。

2.2 格子砖的设计应实现热量的吸收与储存能力相等的原则[4]

蓄热式热风炉格子砖在一个工作周期内要完成热量的吸收、储存和传出三个过程。因此格子砖的设计应该满足热量吸收与储存能力相等（即q吸收 = q传出 = q储存 ）的原则。

格子砖在燃烧期内吸收以及送风期内传出的热量：

q传递=K·(ty-tf)，kcal/m2·周期         （5）

式中：K——热风炉周期换热系数，kcal/m2·℃·周期

ty-tf——烟气与鼓风的对数平均温度差，℃

格子砖在一个工作周期内储存的热量：

式中：S/2 ——格子砖的半当量厚度，m

c ——格子砖的比热容，kcal/kg.℃

γ ——格子砖的容重，kg/m3

η砖 ——砖效率，%

∆t砖面 ——在一个周期内格子砖砖面的最高与最低温度差，℃

在一个工作周期内，格子砖的热传递量与热储存量应该是相等的。如果格子砖热量的传递能力和储存能力不相适应，例如

则周期内格子砖的热交换量将取决于格子砖的蓄热能力，尽管具有较大的热量传递能力是徒劳的。相反，如果

周期内格子砖的热交换量将取决于格子砖的热量传递能力，尽管具有较大的热量储存能力也是徒劳的。

如果不考虑热损失，格子砖设计的基本原则应该满足：

在”炼铁设计参考资料”一书中介绍了Alfred Schack 著作中关于ty 和tf 为变数, αy ·τy=αf ·τf时K值的求法。这对于了解传热的中间过程是完全必要的。本文不再累述。但是工程计算中，如果只要求了解起始和最终结果，为了简化过程，可以采用当 ty·cp =const 和tf·cp =const ,且αy ·τy=αf ·τf，K 值为：

上式中n 可以是1 以上任意自然数。显然，影响K 值有两大因素：一是αy ·τy ，另一是格子砖的当量厚度S 。

如果我们取n=1，且c=0.249kcal/kg.℃；γ﹦2080g/m3；η砖= 0.95；烟气与鼓风全炉的对数平均温度差为ty-tf =129.74℃；αy τy = 37kcal/m2·℃。当量厚度S 与K 值之间的关系如图3 所示。

图3 格子砖的当量厚度S 与K 值之间的关系

图 3 数据告诉我们，αy τy 为定值时，K 值是随格子砖的当量厚度 S 的加大而升高的，因而其 1m2 加热面积的热交换量也是随之增加的。但是如果换算成每 1kg 耐火材料的换热能力（kcal/kg）来表示时，在所研究的特定区间内其值是一常数，它是不随当量厚度 S 的不同而变化的。

在这里,我认为有必要作如下说明：格子砖通道内流体的速度应与格孔直径相适应，保证它在紊流范围内运行的临界流速之上[5]。对于 4 座采用并联送风的热风炉，烟气与鼓风都达到各自的临界流速是没有问题的。对于 3 座采用 2 烧 1 送的高风温热风炉却不同，要求的鼓风达到临界流速之上时，由于燃烧时间远大于送风时间，整个格子砖室高度上烟气平均流速难于达到临界流速。但是燃烧期内烟气流速是可调控的，采用燃烧——焖炉就是它的手段之一。因此对于 3 座采用 2 烧 1 送的热风炉最起码的要求是鼓风应该达到它的临界流速。

现在有的人为了追求矮胖炉型，选取的鼓风流速过低，其结果是在蓄热室低温区段上达到了紊流状态， 而高温区段上的流速仍然处于层流状态，这就影响了热风炉αf ·τf 的充分发挥。如果想获得矮胖炉型，采用大当量厚度 S 值的格子砖才是良策。

2.3  热风炉使用小孔径格子砖是把把双刃剑

小孔径格子砖在热风炉中使用是把双刃剑。一方面，它可以获得提高热量传递能力的效果，为提高热风炉的温度效率带来有利的影响。另一方面，由于格孔的直径越小，将造成格子砖室的阻力损失增加和辐射传热系数降低。

以下分别说明之。

1) 小孔格子砖可以提高送风热风炉的温度效率

在文献[4]中介绍了蓄热室热交换过程中任一断面上烟气加热介质和空气冷却介质之间的温度关系：

式中：ty - tf  ——任一断面上烟气和空气的平均温度差，℃

ty1，tf1 ——分别为烟气和空气入口处的温度，℃

Wy ,Wf——分别为烟气和空气的水当量数，（Wy  = Vy · cy · τy.π kj/周期·℃；

Wf  = Vf · cf  · τy.π kj/周期·℃）

k——周期传热系数，KJ/m2·周期·℃

Fx ——烟气流经的加热面积，m2

F ——蓄热室的总加热面积，m2

当取烟气入口处断面作为研究对象， Fx = 0 时，式（9）将变为（10）：

从上式可以看出：ty - tf 的大小，除了与烟气和空气入口处的温度( ty1 - tf1  )有关外，还与kF/Wy 和Wy /Wf值有关。如果kF/Wy 和Wy /Wf 值越大，ty - tf将越小。其中改变烟气和空气的水当量主要由操作因素决定，而合理使用小孔格子砖有利于获得较大的kF 值，因此它可以通过减小ty - tf的差值的途径来提高风温是有依据的。

2) 必须有相应高的煤气管网和助燃空气压力来支撑。

图4 所示为格子砖室高度为25m，采用2 烧1 送工作制度的热风炉，在使用不同孔径和流速w=1.1×wmin 时，鼓风气流（系列1）与烟气气流（系列2）的阻力损失图。阻力损失的计算范围包括：鼓风和烟气气流进入、离开格子砖室的局部阻损和格子砖孔道内的摩擦阻力损失。显然，随着格孔直径的缩小，阻力损失增加是很快的。在使用孔径d=15mm的格子砖时，燃烧期内烟气气流的阻力损失将达到394kg/m2。因此，采用小孔格子砖时，必须有相应高的煤气管网和助燃风机的压力来保证。

图4 蓄热室阻力损失图

图 13 褐铁矿大颗粒不同分加比例情况下烧结矿的固结强度

3）辐射传热系数降低应该加以补偿

图5 格子砖过渡区温度曲线对比图

不同文献所记载的关于传热系数计算公式是有差异的，但有一条是肯定的：格孔的直径越小，对流传热系数将加大，但是由于烟气辐射射程相应减小[6]将造成辐射传热系数降低。

为了弥补缩小格孔直径带来的辐射传热系数降低的缺点，可以通过高温区格子砖采用涂抹高辐射涂料得到补偿和加强。

直至目前，我国已经有近 400 多座热风炉使用了高辐射涂料,它们都获得了良好的效果。济钢高炉是其中的一例。

济钢 2 号高炉（1750m3）于 2005 年 4 月投产。其 1、2 号热风炉格子砖结构完全相同，它们之间的差异仅在于 2 号热风炉上部 30 层格子砖采用了高辐射涂料技术，而 1 号热风炉未采用之。图 5 是应用 9 年后热风炉过渡区格子砖温度曲线对比图。它们的温度测量点均位于 1#和 2#热风炉高度 17.62 处。从图中可以看出，2号热风炉燃烧末期与送风末期的温度差明显大于1号热风炉。这就是说，由于辐射传热的强化，既加大了格子砖的热量传递能力，又加大了格子砖的热量储存能力。应用9年后的事实表明高辐射涂料的长期有效性。高辐射涂料技术的应用，可以弥补小孔格子砖燃烧期辐射传热的弱化的缺点。小孔径格子砖与高辐射涂料同时使用，对流和辐射传热都得到了加强。

2.4   顶燃式热风炉热风管道损坏问题

1）追溯我国热风炉的发展历史，热风管道的结构设计从来就存在问题

上一世纪80年代以前，传统的热风管道结构设计，基本上不考虑受热膨胀以及热风压力带来的影响，给操作和维修带来了诸多麻烦。由于当时热风温度较低，炉顶压力不高，热风管道虽然也普遍地存在问题，但显得不像现在那么严重。自从推广应用顶燃式热风炉以来，除了由于风温（1150～1300℃）和炉顶压力（2.5kg/m2）高的因素之外，热风管道的受力状态更加复杂了，热风压力带来的管道盲板力对系统工作影响更大，因此出现的问题更加普遍了。

2）热风出口损坏是顶燃式热风炉必须面对的问题

目前，我国许多顶燃式热风炉的热风支管段投产 2～3 年后，出现了砖衬变形甚至掉砖和钢壳开裂的故障，严重威胁着热风炉的正常操作。

我们可以把顶燃式热风炉看作是一个固定在基础上的筒体，热风支管布置在热风炉的一侧上方。由于开孔的不对称性以及热风出口标高较高，使得热风炉在送风期内存在一个数值很大的盲板力矩，该力矩使热风炉本体出现了向这些开口相反方向倾斜的趋势。而热风支管的三岔口处也是一个三通开口，存在着三通盲板力并通过拉杆作用于固定支点上。在这些数值很大的盲板力作用下，热风出口处出现较大的变形， 其结果必将挤压周围砖衬，显然首先挤碎的是隔热砖，并导致钢壳温度升高。上述过程周而复始出现，将出现变形加剧，温度不断升高的恶性循环，最终结果是热风出口砖衬变形甚至掉砖和钢壳开裂。

3)  解决办法

在热风出口和三岔口部位的钢壳处增设足够强度的钢箍＋稳定的组合砖结构。在这里，应该作一更明确的说明：箍必须有足够的强度，保证在盲板力矩的作用下，箍的伸长量足够小。与此同时，稳定的组合砖结构也是必须的。

参考文献

[1] 刘云彩．预防高炉炉缸烧穿．2012 年全国高炉长寿与高风温技术研讨会论文集，P.18．

[2] 李亚伟等．高炉炭砖孔结构与导热系数相关系数研究．2012 年炼铁学术年会论文集，P.222．

[3] 武会卿等．采用导热型炉缸炉底碳复合砖实现高炉安全长寿初见成效．2012  年炼铁学术年会文集（下）P.126．

[4] Alfred  Schack:  Der  industrielle  wärmeübergang ( 俄文翻译版：Промышленная  еплопередача) ΜΕΤΑΛΛУРГИЗДАТ 1961 P.400, P.360-361．

[5] 炼铁设计参考资．1974  冶金工业出版社，P417．

[6] Ф•Р•Шалкин,Доменные воздухонаглеватели ΜΕΤΑΛΛУРГИя 1982 P139．